Лако-красочные материалы — производство

В настоящее время известно два различных подхода к класси­фикации свойств формовочных смесей.

П. П. Берг [4 ] подразделяет свойства формовочных материалов и самих смесей на первичные и вторичные. Первичные свойства относятся в основном к исходным форвомочным материалам, а вторичные — к формовочным смесям. Вторичные свойства смесей условно делятся на четыре группы:

6* 163

1) физические (теплопроводность, теплоемкость, огнеупор­ность);

2) гидравлические (пористость, газопроницаемость, газотвор — ность);

3) механические (прочность смесей во влажном состоянии и после нагрева);

4) технологические (текучесть, пригораемость, долговечность).

Б. Б. Гуляев и В. С. Кривицкий [22], исходя из схемы круго­оборота смесей в литейном цехе, подразделяют их свойства на три группы:

1) технологические, которые проявляются на стадии перера­ботки смесей и формовки (например, прилипаемость, живучесть, текучесть, выбиваемость и др.);

2) рабочие, проявляющиеся на стадии взаимодействия смеси с металлом (например, газопроницаемость, газотворность, при­гораемость и пр.);

3) общие, характеризующие формовочную смесь как дисперс­ную систему (например, объемная масса, пористость, влажность и др.).

Как видим, классификация свойств смесей носит условный характер и определяется теми классификационными признаками, которые положены в ее основу. Что касается жидких самотвердею­щих смесей, то остановимся лишь на основных, наиболее характер­ных свойствах, в значительной мере определяющих специфические особенности этих смесей.

К таким свойствам ЖСС можно отнести текучесть, живучесть, прочность, продолжительность твердения, гидравлические свой­ства и выбиваемость. Из гидравлических свойств ЖСС следует выделить газопроницаемость и газовый режим стержней и форм. Прочностные свойства жидких смесей и продолжительность их твердения были подробно рассмотрены выше.

Для удобства изложения свойства смесей условно разделены на две группы: 1) свойства при нормальных температурах; 2) свой­ства при высоких температурах.

К первой группе свойств мы относим текучесть, живучесть, прочность, газопроницаемость и взаимосвязь основных свойств между собой.

Вторая группа свойств включает газовый режим, прочность смесей при нагреве и после охлаждения, в том числе свойства, определяющие выбиваемость смеси, ее податливость и деформацию.

Основные свойства жидких смесей рассматриваются на примере ЖСС с жидким стеклом и феррохромовым шлаком. Свойства других составов жидких смесей приводятся главным образом для сравне­ния и сопоставления.

Изучению свойств ЖСС посвящены многочисленные работы отечественных и зарубежных исследователей.

Большинство из опубликованных работ носят разрозненный характер, в них рассматривается какое-то одно свойство ЖСС в отрыве от других их характеристик и не дается достаточно полного представления о специфических свойствах жидких смесей.

Как будет показано ниже, важной особенностью ЖСС является то, что их основные свойства тесно взаимосвязаны. Свойства ЖСС должны оцениваться комплексно, с одновременным контролем нескольких характеристик смеси.

Текучесть

Под текучестью формовочных смесей в общепринятом понимании подразумевают их способность перемещаться под действием внеш­них сил или собственного веса и воспроизводить конфигурацию стержневого ящика или модели. Течение смеси под воздействием собственного веса означает сыпучесть. В этих случаях текучесть определяется как технологическое понятие. Независимо от степени текучести обычных формовочных смесей, изготовление из них стержней и форм должно сопровождаться обязательным уплотне­нием смеси. Различия могут быть лишь в методах и усилиях уплотнения.

Применительно к жидким самотвердеющим смесям термин текучесть приобретает более точный физический смысл. Он больше соответствует своему буквальному значению. Здесь текучесть проявляется как самостоятельный фактор формирования стержня и формы, когда смесь действительно может течь под воздействием собственного веса, свободно заполняя полость стержневого ящика или воспроизводя конфигурацию модели без каких-либо механи­ческих усилий. Высокая текучесть ЖСС позволяет полностью отказаться от уплотнения смеси при формовке.

Обычная, нежидкая формовочная смесь представляет собой пористую дисперсную систему, обладающую определенной сте­пенью связности или сцепления. Сопротивление сдвигу (тсд, кгс/см2) такой и аналогичной ей систем [2 ] в соответствии с законом Кулона обусловлено действием сил трения и сцепления между частицами смеси:

Tw = />„tgq> + c (20)

Где /?н — нормальное напряжение, кгс/см2; <р — угол внутреннего трения, a tg ф представляет собой коэффициент внутреннего тре­ния /; с’ — сцепление на единицу площади, кгс/см2.

Силы сцепления вызываются рядом факторов: присутствием в смеси связующих компонентов, действием молекулярных и капиллярных сил. Для сухого песка силы сцепления практически равны нулю (с’ = 0) и уравнение (20) принимает вид

Тсд = />н*ёФ-

При увлажнении песка силы сцепления сначала возрастают, затем, по мере увеличения толщины пленки, снижаются.

Таблица 39. Некоторые характеристики кварцевого песка и песчано — бентонитовой смеси Материал Ф° С’, кгс/см’ Тс Р, г/см’ Кварцевый песок 47—52 0 0,1—0,15 1,48—1,50 Песчано-бентонитовая 38—41 0,1—1,0 0,22—0,26 1,35—1,66 Смесь

Коэффициент внутреннего трения зависит от крупности и формы зерен смеси, от степени уплотнения и величины пористости. Пески с остроугольными шероховатыми зернами обладают значи­тельным внутренним трением.

П. П. Берг [3] приводит следующие значения угла внутрен­него трения ф°, сил сцепления с’ для чистого кварцевого песка и песчано-бентонитовой смеси (10% бентонита, 6,5% воды) при раз­личной плотности смеси р и текучести Тс = —, представляющей

02

Собой отношение нормального напряжения к боковому напря­жению о2 (табл. 39).

В табл. 40, поданным работы Г97 ], приведены средние значения угла внутреннего трения «р и коэффициента внутреннего трения / для некоторых материалов, применяющихся в составах ЖСС.

По мнению С. С. Жуковского [26], сопротивление сдвигу для сыпучих самотвердеющих смесей типа ХТС зависит главным образом от сил сцепления с’. В жидких смесях вследствие разоб­щения твердых частиц смеси пузырьками пены силы внутреннего трения и сцепления снижаются до минимума. В этом случае коэффициент внутреннего трения смеси может характеризоваться ее вязкостью т), а силы сцепления — предельным напряжением сдвига 6 и уравнение (20) превращается в уравнение Шведова— Бингама

ТСд = РнЛ + 0-

Нашими работами, выполненными совместно с С. С. Жуковским, показано, что ЖСС относятся к числу структурированных жидко­стей, не подчиняющихся законам Ньютона и Пуазейля. Для

Таблица 40. Значения ф н / для некоторых материалов Материал Ф° / Кварцевый песок (средней Зернисто- 28 0,53 Сти) Цемент марки 250 36 0,73 Феррохромовый шлак 5 частей 50 1,19 Смесь из 100 частей песка и 35 0,70 Феррохромового шлака

Истинных ньютоновских жидкостей градиент скорости сдвига пропорционален приложенному напряжению: Du

Тсд — Ч dx ‘

Где тСд — напряжение сдвига; т] — коэффициент пропорциональ-

, . du

Ности, называемый коэффициентом вязкости; — градиент

Скорости.

Для ньютоновских жидкостей вязкость не зависит от скорости сдвига. Кривая течения для этих жидкостей в координатах на­пряжение — скорость сдвига имеет вид прямой, проходящей через начало координат с котангенсом угла наклона (рис. 77, кривая 1).

Жидкости, не подчиняющиеся закону Ньютона, называются аномальными или неньютоновскими. Изучая эту аномальность, Бингам в 1922 г. предположил, что в системе с малопрочной пространственной структурой течение может начаться тогда, когда напряжение сдвига тсд превысит некое критическое значение О, необходимое для разрушения структуры, т. е. когда начнет соблю­даться условие тсд — 6 > 0. Такое течение Бингам назвал пла­стическим, а критическое (предельное) напряжение сдвига 0 —

Вн вв 6т Тсд

Du П dx

Рнс. 77. Кривые течения нормальных (/) и аномальных (2 и 3) жидкостей

Пределом текучести. Поэтому для систем с пластическим течением уравнение Ньютона заменяется уравнением Бингама:

N , du , du , г.

Тсд-6 = Ч или Тсд=т1 -57+0.

Где т)’ -— вязкость, соответствующая пластическому течению си­стемы.

При отсутствии в системе пространственной структуры значе­ние 0 становится равным нулю и уравнение Бингама переходит в уравнение Ньютона, а пластическая вязкость ц’ — в истинную вязкость.

Таким образом, для неньютоновских жидкостей течение харак­теризуется двумя параметрами — предельным напряжением сдвига 0 и пластической вязкостью т]’. Бингам принимал, что после того как тсд превысит 0 и система начнет течь, вязкость ее оста­
нется постоянной. В этом случае зависимость от тсд будет

Выражаться прямой линией с котангенсом угла р, образуемого прямой 2 (рис. 77) с осью абсцисс и равного пластической вяз­кости г]’. На самом деле, для большинства структурированных Du

Систем зависимость от тсд выражается не прямой, а кривои

(рис. 77, кривая"*.?). Объясняется это тем, что после достижения предела текучести пространственная структура в системе разру­шается не сразу, а постепенно, с увеличением градиента скорости сдвига.

Соответственно можно различать три критических напряжения на сдвиг: 1) 0Н — минимальный предел текучести, отвечающий началу течения — начало разрушения пространственной струк­туры; 2) 0В — предел текучести по Бингаму и 3) 0т — максималь­ный предел текучести, при котором кривая переходит в прямую линию. 6т соответствует тому напряжению сдвига, при котором структура в’жидкости полностью разрушается.

Свойства ЖСС с момента их приготовления быстро изменяются во времени. Причиной этого является разрушение пены и про­текающий в системе процесс структурообразования.

Для изучения реологических свойств структурированных си­стем существуют, различные методы. Вискозиметрические методы позволяют установить непосредственную связь между напряже­нием и скоростью сдвига.

Метод С. Я. Вейлера и П. А. Ребиндера основан на танген­циальном смещении рифленой пластинки, погруженной в иссле­дуемую систему. Напряжение сдвига в этом случае вычисляют по растяжению предварительно прокалиброванной пружины.

Использованный нами (совместно с С. С. Жуковским) для определения реологических свойств жидких смесей ротационный вискозиметр РВ-4 конструкции М. П. Воларовича (рис. 78) состоит из двух цилиндров — неподвижного цилиндра 1 с рифленой внеш­ней поверхностью, расположенного соосно внутри полого, вра­щающегося цилиндра 2. Пространство между цилиндрами запол­няется жидкой смесью. Полый цилиндр приводится во вращение с помощью грузов, прикрепляемых к нити, перекинутой через блоки 3 и намотанной на барабан 4. Система предусматривает возможность непрерывного нагружения нитей вискозиметра. С по­мощью описанного прибора снимали реологические кривые тече­ния при различной нагрузке и соответственно различной частоте вращения внешнего цилиндра. По полученным экспериментальным данным с использованием известных формул рассчитывали реоло­гические характеристики смеси — предельное напряжение сдвига 0 и пластическую вязкость г)

Изучали жидкую самотвердеющую смесь с феррохромовым шлаком обычного состава, в качестве пенообразователя применяли контакт Петрова (газойлевый), с мылонафтом. Для получения сме-
сен с различной текучестью изменяли интенсивность перемешива­ния — число оборотов смесительного вала в минуту было равным 32; 38 и 52.

Результаты опытов представлены на рис. 79. Полученные кривые течения свидетельствуют о том, что ЖСС является типич­ной вязкопластичной системой, для которой характерно наличие предельного напряжения сдвига. С увеличением интенсивности перемешивания подвижность жидкой смеси возрастает и предель­ное напряжение сдвига уменьшается, в то время как пластическая вязкость почти не изменяется. Отсюда следует вывод, что реологи­ческие свойства жидкой смеси характеризуются в основном пре­дельным напряжением сдвига, а не пластической вязкостью.

Как уже отмечалось, величиной предельного напряжения сдвига можно с достаточной точностью оценивать степень теку­чести пли подвижности жидкой смеси.

Рис. 78. Схема вискозиметра РВ-4

N, об/мин 10 50 6D 70 ВО 90 100 110р, гс Рис. 79. Кривые течения жидкой смеси при различной интенсивности перемешивания:

/ — 52 об/мин; 6 = 2020 дин/см2; Т)’ = = 16,2 пз; 2 — 38 об/мин; 0 = = 3000 дин/см2; 11′ = 13.2 пз; 3 — 32 об/мин; 6 — 3270 дин/см2. Г)’ = = 14,0 пз

Влияние продолжительности и интенсивности перемешивания.

На рис. 80 показано влияние продолжительности перемешивания на текучесть (предельное напряжение сдвига) и объем воздухо- вовлечения смеси на жидком стекле без отвердителя. С увеличением продолжительности перемешивания текучесть смеси повышается (предельное напряжение сдвига падает), а объем воздухововлече-
ния возрастает, причем эти две характеристики между собой тесно связаны: чем больше воздухововлечение, тем выше текучесть.

По-иному ведет себя ЖСС типового состава с феррохромовым шлаком. Влияние продолжительности перемешивания этой смеси в промышленном смесителе емкостью 150 л на ее текучесть, харак­теризуемую диаметром расплыва конуса, и прочность показано на рис. 81. С увеличением продолжительности перемешивания текучесть самотвердеющей смеси возрастает до определенного предела, затем начинает падать и смесь постепенно переходит из жидкого состояния в сыпучее. Снижение текучести является след­ствием начинающегося при перемешивании смеси процесса тверде­ния. Прочность смеси с увеличением продолжительности перемеши­вания непрерывно снижается, что отчасти объясняется повыше­нием пористости смеси с возрастанием объема воздухововлечения, а также начинающимся процессом твердения и разрушением воз­никающей структуры.

Предельно возможная продолжительность перемешивания смеси в смесителях периодического действия после ввода жидкой композиции определяется активностью отвердителя. Для шлака средней активности продолжительность перемешивания не должна превышать 5—6 мин.

Повышение интенсивности перемешивания путем изменения частоты вращения лопастного вала приводит к весьма значитель-

Z400

Ному повышению текучести и оказывает небольшое влияние на прочность смеси.

Зависимость текучести смеси от интенсивности перемешивания в смесителе емкостью 200 л представлена на рис. 82 [45]. Таким образом, продолжительность и интенсивность перемешивания могут служить эффективным средством повышения текучести ЖСС, однако пользоваться ими можно в разумных пределах.

Следует также иметь в виду, что с помощью названных технологи­ческих приемов повышение текучести без ущерба для прочности может быть достигнуто путем введения отвердителя в смесь в по­следнюю очередь.

Новые возможности для приготовления смесей с высокой текучестью открываются при использовании смесителей непре­рывного действия, в которых продолжительность перемешивания смеси очень короткая, а частота вращения смесительного вала легко регулируется.

Влияние плотности жидкой композиции и ее расхода. Зависи­мость предельного напряжения сдвига и объема воздухововлече — ния от плотности жидкой композиции, состоящей из жидкого стекла, воды и контакта Петрова, для смеси без отвердителя показана на рис. 83.

Расход композиции составлял 8% от массы песка. Максималь­ные текучесть и объем воздухововлечения наблюдаются при плотности жидкой композиции 1,2—1,3 г/см3. Характер получен­ных зависимостей, по-видимому, объясняется влиянием вязкости жидкой композиции на условия пенообразования. Как известно, с понижением вязкости раствора пенообразующая способность возрастает, а устойчивость пены снижается. Поэтому снижение

Рис. {

Вязкости вызывает вначале увеличение объема воздухововлечения и повышение текучести. Вместе с тем постепенное снижение устой­чивости пены приводит к тому, что часть ее начинает разрушаться в процессе пенообразования. При большом снижении вязкости скорость разрушения пены, по-видимому, начинает превышать скорость ее образования, что приводит к уменьшению объема воздухововлечения и снижению текучести.

В типовых составах ЖСС плотность и расход жидкой компози­ции обычно определяются рецептурой смеси. Для смесей с жидким стеклом плотность колеблется в пределах 1,30—1,36 г/см3.

Данные по влиянию расхода жидкой композиции плотностью 1,35 г/см3 на рассматриваемые свойства приведены на рис. 84.

Как и следовало ожидать, текучесть смеси с увеличением расхода жидкой композиции непрерывно возрастает —- предельное напряжение сдвига снижается. При большом расходе жидкой составляющей объем вовлеченного воздуха в смеси почти не меняется, несмотря на то что текучесть при этом возрастает. Вероятно, повышение текучести в данном случае происходит за счет увеличения в системе жидкой фазы. Кроме того, при большом насыщении межзеренного пространства жидкостью условия пено — образования ухудшаются, а размеры образующихся пузырьков пены уменьшаются.

Влияние выдержки смеси после приготовления. Текучесть смесей после приготовления непрерывно снижается. Соответствую­щие экспериментальные данные для четырех составов жидких смесей с отвердителями и без них представлены на рис. 85. Из сопоставления кривых 1 и 3, 2 и 4 видно, что текучесть смесей с отвердителем меньше и снижается она быстрее, чем текучесть смесей без отвердителя. Снижение текучести при добавке в смесь тонкодисперсного шлака понятно, так как это равнозначно умень-

1400 1200

30 6 7 8 3 10 11 1Z 13 14 мае.V Расход жидкой композиции

О

Рнс. 84. Влияние расхода жидкой композиции на предельное напряжение сдвига н объем воздухововлечен ия

1 — ЖСС со шламом; ПАВ — контакт Петрова с мылонафтом; 2 — ЖСС со шламом; ПАВ — ДС-РАС; 3 — ЖСС без отверди­теля, ПАВ — контакт Петрова с мылонафтом; 4 — ЖСС без отвердителя, ПАВ — ДС-РАС

0,дин/см1 OZOO

1Z т. мин

Рис. 85. Влияние продолжнтельност н выдержки жидких смесей на нх текучесть:

Шению в системе количества жидкои фазы. Постепенное ухудшение теку­чести смеси с момента ее приготов­ления объясняется непрерывным раз­рушением пены. В присутствии отвердителя разрушение пены ускоряется вследствие начинаю­щегося процесса структурообразования, приводящего к частич­ному связыванию воды и обезвоживанию пленок пены.

Приведенные данные имеют важное значение для практики применения жидких смесей. В частности, они указывают на то, что часто применяющиеся в производственной практике переливы приготовленной смеси в промежуточные емкости приводят к сни­
жению текучести смесей и ухудшению качества готовых стержней и форм.

Влияние состава и количества пенообразователя. Влияние содержания мылонафта в жидкой смеси с 0,5 мае. ч. контакта Петрова (без отвердителя) на ее текучесть, оцениваемой предель­ным напряжением сдвига, и объем воздухововлечения показано на рис. 86. С увеличением количества мылонафта до 20 % от массы контакта Петрова наблюдается интенсивное повышение текучести; при дальнейшем увеличении мылонафта текучесть изменяется мало. Объем воздухововлечения монотонно возрастает. Мылонафт снижает прочность и газопроницаемость ЖСС. Так, при содержа­нии в смеси 0,2% мылонафта прочность ее примерно в 2 раза ниже, чем при содержании одного контакта Петрова. Снижение газо­проницаемости с увеличением в смеси мылонафта связано с повы­шением устойчивости пены.

ДС-РАС является сильным пенообразователем и придает смесям высокую текучесть. С повышением в ЖСС содержания ДС-РАС текучесть ее возрастает, а прочность снижается. Содержание ДС-РАС в составах ЖСС на жидком стекле следует ограничить минимально необходимым количеством (0,10—0,15%).

Приведенные данные показывают, с помощью каких факторов и в какой мере можно управлять текучестью ЖСС. Для ее регулиро­вания могут быть использованы все рассмотренные факторы,

Рис. 86. Влияние добавки мылонафта к контакту Петрова на предельное напряжение сдвига и объем воздухововлечения ЖСС

10 го 30 40 50 60 70 80 SO 100% Количество мылонарта в К/7

Однако наиболее эффективными из них являются интенсивность и продолжительность перемешивания (при оптимальной рецептуре смеси).

Следует обратить внимание также на прямую связь между текучестью и ценообразованием. Во всех случаях повышение объема воздухововлечения сопровождалось возрастанием теку­чести смеси. Это является дополнительным подтверждением справедливости наших теоретических представлений о механизме перехода смесей в жидкое состояние.

Описанный выше характер зависимости текучести от различных факторов проиллюстрирован нами на примере ЖСС с жидким стеклом. Эти зависимости, так же как и методы регулирования текучести, в равной мере справедливы и для всех других составов ЖСС.

Живучесть

Под живучестью формовочной смеси подразумевают время сохранения смесью свойств формуемости. До сих пор нет единого метода определения живучести обычных самотвердеющих смесей. Для ЖСС живучесть характеризуется временем, в течение которого смесь сохраняет свойство подвижности или текучести и с ней можно осуществлять различные технологические операции — транспор­тировку, разлив, простановку каркасов и др.

Живучесть ЖСС определяется двумя важными характеристи­ками смесей — устойчивостью пены и индукционным периодом твердения. Если индукционный период больше устойчивости пены, живучесть будет определяться вторым параметром и регу­лировать живучесть можно, изменяя устойчивость пены. Если же индукционный период меньше устойчивости пены, живучесть будет зависеть от первого параметра. В этом случае живучесть может быть увеличена за счет замедления твердения смеси.

В предыдущих главах были подробно рассмотрены различные методы регулирования устойчивости пены и индукционного периода твердения и даны соответствующие рекомендации. Однако оба эти параметра смеси не могут меняться произвольно и незави­симо друг от друга, поскольку они между собой взаимосвязаны. Связь между устойчивостью пены и индукционным периодом тверде­ния и ее влияние на формирование других свойств ЖСС будут подробно рассмотрены ниже.

Газопроницаемость

Характерной особенностью ЖСС, отличающей их от известных формовочных смесей, является то, что их газопроницаемость изменяется во времени и даже для одной и той же смеси может колебаться в широких пределах.

Она зависит от следующих факторов: режима перемешивания и соответственно от объема воздухововлечения; вида и состава пено­образователя; устойчивости пены и скорости твердения; структуры наполнителя; температуры воздуха.

Несмотря на сравнительно большое количество работ, посвя­щенных изучению газопроницаемости жидких смесей, до настоя­щего времени нет достаточно надежных методов ее регулирования. В известных работах газопроницаемость рассматривается в отрыве от других технологических факторов, а имеющиеся рекомендации по ее повышению сводятся в основном к снижению устойчивости пены в смеси. Такой односторонний подход к рассмотрению и регу­лированию газопроницаемости, как будет показано ниже, может привести к ухудшению остальных свойств. В то же время жидкие
смеси, благодаря своей структуре, могут иметь очень высокую, недостижимую для других смесей газопроницаемость.

Из перечисленных факторов наиболее сильное влияние на газопроницаемость оказывают вид и состав пенообразователя, а также температура окружающей среды. Ниже приводятся экспериментальные данные о влияниии этих факторов на газо­проницаемость по результатам работы, выполненной А. С. Вар­шавским совместно с П. А. Борсуком.

220 260 °С

20 60 100 140 180 Рнс. 88. Влияние температуры нагрева на газопроницаемость ЖСС после охлаждения образцов. Исходная газопроницаемость: / — 650, 2 — 102, 3 — 0

В качестве пенообразователей применяли контакт Петрова с мылонафтом и ДС-РАС с пеногасителем НЧК.

24 48 Z4

Влияние температуры воздуха. Кинетика изменения газопро­ницаемости К типового состава ЖСС с 0,1 % ДС-РАС при различ­ных температурах представлена на рис. 87.

Из приведенных кривых видно, насколько сильно влияет температура воздуха на газо­проницаемость смесей. При тем­пературах 5—10° С она близка к нулю, и лишь при 30—35° С достаточно высока.

Влияние нагрева смеси. Учи­тывая большое влияние темпе­ратуры воздуха на газопрони­цаемость, можно было ожидать, что нагрев смеси приведет к быстрому восстановлению газо­проницаемости. Результаты опытов, проведенных нами сов­местно с А. Г. Оводовым [44], представлены на рис. 88. На­гревали смеси с различной ис­ходной газопроницаемостью. Быстрое восстановление газо­проницаемости начинается при температуре 60—80° С. Для сме­сей с исходной газопроницаемостью 100 ед. и более полное восстановление газопроницаемости наступает при нагреве до 100° С. Для смесей с низкой начальной газопроницаемостью — при на­греве до 140—150° С.

Приведенные данные имеют важное значение для выбора ре­жима подсушки стержней или красок при низкой исходной газо­проницаемости смеси. Для восстановления газопроницаемости центральная зона стержня должна прогреться до 80—100° С.

Влияние состава пенообразователя. Газопроницаемость ЖСС при пониженных и средних температурах можно значительно повысить при дополнительном введении в смесь с ДС-РАС пено — гасителя НЧК. Добавка 0,04% НЧК (от массы смеси) приводит к быстрому восстановлению газопроницаемости, величина которой при всех температурах достигает максимального значения (400— 500 ед.) уже через 2 ч. В этом случае газопроницаемость смесей практически не зависит от температуры. Аналогичным образом изменяется газопроницаемость жидких смесей, содержащих 0,5% контакта Петрова и 0,05% мылонафта.

На рис. 89 показан характер изменения газопроницаемости для всех рассмотренных смесей при одинаковой температуре, равной 20° С. Так как изучавшиеся смеси различались между собой только составом пенообразователя, то индукционный период твердения у них оставался практически неизменным, в то время как устой­чивость пены была различной. Поэтому газопроницаемость смесей в данном случае должна находиться в прямой зависимости от устойчивости пены. Этот вывод подтверждается данными рис. 90. При сопоставлении кривых рис. 89 и рис. 90 легко установить, что смеси по величине газопроницаемости располагаются в том же порядке, в каком изменяется у них устойчивость пены.

Рис. 89. Зависимость газопроницаемости ЖСС от типа применяемого пенообразователя (температура 20 °С): 1 — 0,5% КП; 2 — 0,1% ДС-РЛС +- + 0,04% НЧК; 3 — 0,5% КП + 4- 0,05% мылонафта; 4 — 0,1% ДС-РАС

Метод повышения газопроницаемости ЖСС с помощью НЧК применим не только для смесей на жидком стекле; он пригоден и для других составов смесей, только содержание пенообразователя и соотношение между ДС-РАС и НЧК может быть иным. Некото­рым исключением являются лишь смеси с СДБ и алюминатным отвердителем. Их газопроницаемость ниже, чем остальных смесей, и с трудом поддается регулированию. Это, по-видимому, объясня­ется высокой вязкостью СДБ и большой эластичностью затвердев­ших пленок связующего, затрудняющих разрушение нены и восстановление газопроницаемости.

Влияние содержания минеральных масел в пенообразователях.

Нефтяные сульфокислоты (контакт Петрова) и сульфосоли (ДС-РАС) содержат значительное количество несульфированных соединений в виде минеральных масел, обладающих свойствами пеногасителей. По техническим условиям, содержание несульфи­рованных соединений в керосиновом контакте Петрова доходит до 3%, а в ДС-РАС —до 1%.

Исследования по влиянию минеральных масел в пенообразова­теле на газопроницаемость смесей проводил А. С. Варшавский совместно с авторами книги. Необходимое для исследований количество минеральных масел выделяли из контакта Петрова. С этой целью последний разводили водой в соотношении 1 : 3, выдерживали в течение двух суток и всплывшие на поверхность раствора масла собирали.

В изучавшихся контакте Петрова и ДС-РАС содержание минеральных масел снижали с 3,0—1,0 до 0,1% путем их выпари­вания. Процесс получения выпаренных, очищенных от несульфи­рованных соединений контакта Петрова и ДС-РАС состоял в сле­дующем. Контакт Петрова нейтрализовали едким натром, разво­дили водой до плотности 1,105 г/см3 и отстаивали. Отстоявшийся раствор фильтровали для удаления осадка и выпаривали при 60—70° С до плотности 1,16 г/см3.

Состав выпаренного контакта Петрова: 30—36% сульфосоли, 2% сульфата натрия, до 0,1% минерального масла.

ДС-РАС разводили водой в соотношении 3 : 1 и выпаривали при 60—70° С до плотности 1,20 г/см3.

Рис. 90. Влияние температуры среды на устойчивость пены ЖСС С различными пенообразователями: / — 0,1% ДС-РАС; 2 — 0,5% КП + 0,05% мыло­нафта; 3 — 0,1% ДС-РАС + + 0,04% НЧК; 4 — 0.5% КП

Состав выпаренного ДС-РАС: 50—55% сульфосоли, 3% суль­фата натрия, до 0,1% минеральных масел.

Содержание минеральных масел в выпаренных контакте Пет­рова и ДС-РАС изменяли в пределах 0,1—3,0%. Результаты опытов приведены в табл. 41.

Как видим, устойчивость пены и газопроницаемость ЖСС определяются главным образом содержанием минеральных масел (несульфированных соединений) в составе пенообразователя.

В связи с этим представляется целесообразным регламентиро­вать содержание минеральных масел в ДС-РАС и контакте Петрова, внеся соответствующие изменения в технические условия на эти

Таблица 41. Влияние содержания минеральных масел в пенообразователе на свойства ЖСС Пенооб­разователь Содер­жание минераль­ных Масел, % Предель­ное напря­жение сдвига, дин/см1 Устойчи­вость пены, мии Предел прочности при сжатии. кгс/смй. через Газопроницаемость через 1 ч 3 ч 24 ч 1 ч 3 ч 24 ч Контакт Петрова (выпа­ренный) 0,1 1,0 2,0 3,0 1250 1300 1300 1320 14 13 10 8 2,5 2,5 3,0 3,5 5,0 5,2 5,6 5,5 9,5 10,0 9,5 10,0 0 20 100 200 0 100 250 500 0 300 500 500 ДС-РАС 0,1 1310 15 3,0 5,5 9,0 0 0 100 (выпа­ 1,0 1300 13 3,5 7,0 10,0 40 150 400 Ренный) 2,0 1350 12 3,2 7,5 10,5 100 300 500 3,0 1420 9 4,2 8,2 11,0 250 500 500

Продукты. Так, судя по данным табл. 41, применительно к ЖСС с жидким стеклом, содержание минеральных масел в пенообразо­вателе ДС-РАС следовало бы увеличить с 1,0 до 1,5—2,0%.

В настоящее время содержание масел и в ДС-РАС и в контакте Петрова колеблется в значительных пределах, из-за этого их пенообразующие свойства также изменяются, что в свою очередь затрудняет получение ЖСС со стабильными технологическими характеристиками.

Рис. 91. Макроструктура ЖСС на различной стадии разрушения пены: А — смесь сразу после приготовления; б— затвердевшая смесь, пена частично разру­шена; в — затвердевшая смесь, пена полиостью разрушена

Механизм формирования газопроницаемости ЖСС. Некоторые специалисты полагают, что для получения смесей с высокой газо­проницаемостью пена должна разрушаться до начала твердения смеси. Однако, как будет показано ниже, устойчивость пены должна быть больше индукционного периода и интенсивное вос­становление газопроницаемости должно начинаться после его завершения. На такой характер формирования газопроницаемости указывает и ход кинетических кривых на рис. 87 и 89. Быстрый рост газопроницаемости наблюдается в интервале от 30 мин дб 2 ч, т. е. после начала твердения. Об этом свидетельствует и изменение макроструктуры ЖСС в процессе твердения, показанной на рис. 91, а, б и в. Разрушение пленок в процессе твердения смеси может быть следствием протекания двух процессов:

Усадки жидкой композиции, приводящей к развитию в пленках напряжений и возникновению трещин; на влияние этого фактора указывается также и в работах Киевского политехнического института;

Разрушения отдельных участков пленок пены, находящихся в жидком или полужидком состоянии после затвердевания смеси. О возможности существования пленок в подобном состоянии можно судить по механизму твердения смесей, рассматривавшемуся в главе 4. В процессе структурообразобания смесей модуль жидкой фазы непрерывно снижается, из-за чего ее затвердевание может сильно запаздывать.

Взаимосвязь между различными свойствами ЖСС

Свойства ЖСС чаще всего рассматривают и изучают в отрыве друг от друга без достаточного учета того, как изменение одного свойства может повлиять на изменение остальных, зависимых от него свойств. Так, всякое повышение живучести смеси, к которому часто прибегают на практике, неизменно вызывает снижение газо­проницаемости. Снижение устойчивости пены в смеси может выз­вать такое малоизученное явление, как усадка смеси до затвердева­ния, приводящая к браку стержней.

Усадка проявляется в виде проседания смеси на участках стержней, находящихся в поднутрениях стрежневых ящиков или в отслоении толстой корки смеси на стержнях в тех же местах.

Нами было показано, что образование этих дефектов вызвано преждевременным разрушением пены, в основном или полностью заканчивающимся до начала твердения смеси, т. е. до окончания индукционного периода.

Условия образования усадки рассмотрим на примере ЖСС с жидким стеклом и феррохромовый шлаком. Для определения усадки применяли прибор, представляющий собой гильзу диамет­ром 50 мм и высотой 100 мм, над которой располагался шток, создававший давление на смесь, равное 15 г/см2. Верхний конец штока соединялся с индикатором. Гильзу заполняли контролируе­мой жидкой смесью, сверху на смесь опускали шток и через определенные интервалы времени фиксировали величину усадки. Последняя на стержнях появлялась тогда, когда величина усадки, измеряемой прибором, превышала 0,5—0,6%.

В выбранных нами для изучения смесях (табл. 42) устойчивость пены, величину индукционного периода и соотношение между ними регулировали изменением вида и состава пенообразователя, а также применением шлака различной активности. Во всех смесях

Таблица 42. Технологические свойстве ЖСС с различными пенообразователями Состав пенообразователя, мае. ч. Свойства смесей № Контакт Теку­ Устойчи­ Индук­ Макси­ Смеси ДС-РАС Петрова Мылонафт Ционный Мальная (нейтрали­ Честь, Вость Период, Усадка. Зованный) Днн/см* Мин % 1 0,15 1250 >25 25 0,3 2 — 0,5 _ 1450 4 17 4,0 3 —. 0,5 0,03 1100 15 28 2,5 4 — 0,5 0,06 1000 30 40 3,0 5 — 0,5 0,1 800 >45 40 0,1

Содержание связующего, отвердителя и дополнительно вводимой воды оставалось неизменным.

При проведении опытов одновременно определяли текучесть смеси, устойчивость пены, кинетику изменения пластической прочности, газопроницаемости и величину усадки смеси до затвер­девания. Тем самым представлялось возможным рассмотреть характер формирования таких свойств ЖСС, как живучесть, индукционный период твердения и газопроницаемость в их взаимо­связи, а также условия образования усадки смеси до затвердева­ния.

Рнс.’ 92. Усадка смесей до затвердевания при различной устойчивости пеиы: /—5 — номера смесей (см. табл. 42)

10 20 30 W SO 60 Z,Muh

Как уже отмечалось, усадка смеси до затвердевания непосред­ственно связана с двумя технологическими параметрами — устой­чивостью пены и индукционным периодом твердения. Из рис. 92 и табл. 42 видно, что усадка возникает во всех случаях, когда устойчивость пены меньше индукционного периода твердения.

Й1,% 6

It 2

На рис. 93 и 94, а, б, в, г показан характер формирования пластической прочности Рт, усадки А/ и газопроницаемости К В течение первого часа твердения для смесей с различным составом пенообразователей.

Рассмотрим первый случай (рис. 93, а) — смесь с одним кон­тактом Петрова. Устойчивость пены, равная 2 мин, значительно меньше индукционного периода твердения. Вследствие быстрого

500 .400 300 200 Too

Разрушения иены в короткое время формируется газопроницае­мость, однако при этом наблюдается большая усадка смеси до затвердевания (—-4,5%). При введении в смесь, наряду с контактом Петрова, 0,05% мылонафта (рис. 93, б) устойчивость пены увеличи­вается до 6 мин и продолжает оставаться меньше индукционного периода. В этом случае усадка уменьшается, а формирование газопроницаемости несколько задерживается. При содержании в смеси 0,1% мылонафта (рис. 93, в) устойчивость пены больше индукционного периода, усадка отсутствует, а скорость восста­новления газопроницаемости остается достаточно высокой. Повы­шение содержания мылонафта до 0,2% (рис. 93, г) приводит к снижению темпа восстановления газопроницаемости. Таким образом, усадка смеси исчезает при добавке 20% мыло­нафта и более по отношению к контакту Петрова, т. е. при отноше — КП

НИИ

10 20 30 00 г, мин О А)

О

Л1% А Рт> кгс/см2 500л20

МО 300 ‘W0 100

О 10 20 30 00 г, мин О 10 20 30 40 г^мин

В) г)

Рис. 93. Кинетика изменения Рт, Д/ и К для смесей с контактом Петрова:

А без мылонафта; устойчивость пены туст 2 мнн; б — 0,05% мылонафта; туст 6 мни; в— 0,1% мылонафта; ТуСТ 15 мин; г — 0,2% мылонафта; ТуСТ > 15 мин

На рис. 94, а, б, в, г приведены такие же данные для смесей с ДС-РАС. Смесь с 0,15% ДС-РАС (рис 94, а) имеет устойчивость пены значительно больше индукционного периода, усадка при этом отсутствует, однако восстановление газопроницаемости про­текает крайне медленно и начинается через 1,5—2 ч после приго­товления смеси. Как известно, для восстановления газопроницае­мости в смесь с ДС-РАС вводят пеногаситель НЧК. При добавке
0,03% НЧК (рис. 94, б) смесь начинает твердеть вместе с пеной, усадки нет, а газопроницаемость смеси быстро восстанавливается. При повышении содержания НЧК до 0,05% (рис. 94, в) устой­чивость пены в смеси приближается к величине индукционного периода твердения. Максимальная усадка смеси, измеренная на приборе, составляет ~0,42% и близка к предельно допустимой (>0,5—0,6%), при которой на стержнях появляются усадочные дефекты. Газопроницаемость смеси достигает максимальных зна­чений в течение первых 60 мин. Дальнейшее увеличение количества НЧК в смеси до 0,07% (94 г) сильно снижает устойчивость пены и приводит к образованию усадки.

Из приведенных примеров можно сделать вывод о том, что для получения жидких смесей с хорошим сочетанием технологических показателей, не склонных к образованию усадки, необходимо

АI

А1,% к рт, кгс/см? ’20

О 10 20 30 ‘/0 ^мин О 10 20 30 W т, мин

О

А)

Рис. 94. Кинетика изменения Рт, А/ и К для смесей с ДС-РАС: А— без НЧК; устойчивость пены тусг > 7 мин: б — 0,03% нчк; туст > 7 мнн; в — 0,05 % НЧК; туст ~ 7 мнн; г — 0,07% НЧК; туст 2 мин

Ai,% К Рт, кгс/см2 — гь

Регулировать устойчивость пены таким образом, чтобы она не­сколько превышала индукционный период твердения.

На усадку смеси оказывают влияние активность отвердителя, температура окружающего воздуха, модуль жидкого стекла. Чем

Выше активность отвердителя, тем меньше вероятность появления усадки. Так, замена малоактивного шлака (время затвердевания технологической пробы 70—80 мин) в смеси № 4 (см. табл. 42) шлаком повышенной активности (продолжительность затвердева­ния пробы 30—35 мин) устраняет усадку смеси. Особенно большое влияние на усадку смеси до затвердевания оказывает температура окружающего воздуха. С повышением температуры снижается устойчивость пены и повышается скорость твердения смеси, однако индукционный период сокращается обычно в меньшей степени, чем падает устойчивость пены. Поэтому с повышением температуры склонность смесей к образованию усадки возрастает.

Мы рассмотрели причины и условия образования усадки на ЖСС с жидким стеклом. Она может возникать и на жидких смесях с другими связующими материалами, но механизм ее формирова­ния один и тот же.

Следует отметить, что опасность образования дефектов стерж­ней и форм из-за усадки смеси возникает лишь при изготовлении сложных изделий, имеющих поднутрения или закрытые сверху участки стержней и форм, когда понижение уровня смеси не может быть компенсировано вышележащими слоями.

При изготовлении относительно простых стержней и форм, сечение которых по высоте увеличивается или изменяется мало, усадка приводит к самоуплотнению смеси и оказывается весьма полезной, так как она приводит не только к повышению плотности и прочности смеси, но и к быстрому восстановлению газопрони­цаемости. В таких случаях целесообразно применять жидкие смеси с малоустойчивой пеной.

Известный по ряду зарубежных публикаций и патентов [91 ], так называемый «Lisa-процесс», основан именно на этой особенности жидких смесей. В этих публикациях описывается способ изготов­ления стержней и форм из самоуплотняющихся жидких смесей. Отмечается, что принцип самоуплотнения основан на разрушении пузырьков пены до начала процесса твердения, в результате чего обеспечивается получение высоких значений плотности и газо­проницаемости смеси.

Из изложенного должно быть ясно, что «Lisa-процесс» должен иметь ограниченную область применения. Подтверждением ска­занного может служить то обстоятельство, что в публикациях освещается опыт производства с помощью этого метода отливок типа изложниц.

Газовый режим в стержнях и формах из ЖСС

Исследованию процессов газообразования в литейных формах из обычных уплотняемых смесей уделяется в последнее время большое внимание [34, 40, 62 ], в то время как применительно к жидким смесям эти вопросы изучены крайне мало.

Газопроницаемость жидких смесей, как было показано, изменя­ется во времени, и ее можно регулировать в широких пределах.

В этом отношении гидравлические свойства ЖСС заметно отли­чаются от свойств обычных пластических смесей. Отмеченные особенности жидких смесей оказывают существенное влияние и на газовый режим стержней и форм, изготовленных из ЖСС, при заливке их металлом. Рассмотрим вкратце особенности формиро­вания газового давления в ЖСС на жидком стекле, возможности его расчета и регулирования.

Измерение газового давления проводили по методике, описан­ной в работе [40]. Схема установки несколько изменена примени­тельно к особенностям ЖСС (рис. 95). В металлический кокиль 1 заливали жидкую смесь, в которую заформовывали латунную трубку 4, соединяющуюся резиновым шлангом 5 с водным мано­метром 6. Нижнюю часть кокиля закрывали поддоном 2 с метал­лической сеткой 3. Отсчет газового давления начинался сразу после покрытия поверхности смеси жидким металлом.

Для определения величины газового даатения, возникающего в форме при заливке ее металлом, П. П. Берг и Я. И. Медведев предлагают следующую приближенную формулу для случая параллельной фильтрации газов:

А Ут

Рис. 95. Схема установки для измерения газового давления в ЖСС при заливке металла

РФ = —————— AT——• (21)

Числитель формулы представляетсобойобъем газов, выделившихся из формы за время т. Первый член знаменателя учитывает

О

Объем пор и начальное давление газа, которое чаще всего равно атмосферному. Его влияние проявляется только в начале про­цесса при т —> 0, когда значение второго члена знаменателя очень

Мало. Второй член знаменателя К~ t

Характеризует пропускную способ­ность формы. В этом выражении „ AF

К — газопроницаемость; — опре­деляет геометрические свойства форм и стержней (AF — сечение газового потока; I — длина пути фильтра­ции газов).

Величина газового давления, воз­никшего в форме, зависит от соотно­шения скоростей двух одновременно протекающих процессов: газовыделения и скорости отвода газов через смесь.

Можно считать, что в смесях с жидким стеклом количество образующихся газов определяется в основном влажностью смеси и температурой заливаемого металла, а при постоянной температуре заливки — только влажностью. Пропускная способность смеси
при равных геометрических свойствах стержня или формы Нахо­дится в прямой зависимости от газопроницаемости.

Формула (21) может быть положена в основу для расчета величины газового давления и построения номограммы с целью определения характеристик ЖСС с жидким стеклом и параметров форм и стержней, исключающих образование в отливках газовых раковин

Для удобства пользования формулой проведены следующие преобразования:

= QSKH(iCM; V = eSK//; AF = SK,

Где Q — фактическая удельная газотворность смеси; SK — поверх­ность контакта формы с металлом; Н — глубина прогрева смеси до критической температуры.

За критическую температуру парообразования для ЖСС на жидком стекле принята температура 100° С; рсм — объемная масса смеси.

Тогда

TOC o "1-3" h z п — <?//SKPcm /99Ч

РФ — eSKN SK • <22>

При постоянстве режимов заливки металла формула (22) примет вид

,, _ ДНрСм /9оч

Ф ~~ еН к ‘ (

2Ро I Т

Числитель формулы QHРсм — удельный объем газов, выделившихся за время т.

В формулу (23) необходимо ввести поправочный коэффициент г, зависящий от произведения MiF, учитывающего конфигурацию форм и стержней:

2р0 + I Х

MiT представляет собой произведение критерия Михеева Mi и формы тела Г. По нашим данным, MiT для формы с0,15; для стержней простой конфигурации <0,5; для стержней средней сложности 0,5 <Mir < 1,5, для стержней сложной конфигурации МГ > 1,5.

Глубина Н прогрева смеси до температуры парообразования зависит от сложности стержней, т. е. от произведения MiT. Для стержней сложной конфигурации она не превышает 3,5—4,0 см.

Удельная газотворность смеси Q определяется по диаграмме рис. 96 в зависимости от величины средней влажности и темпера­
туры смеси в данной форме или стержне. Среднюю влажность смеси рассчитывают путем определения полей влажности в данной форме на расстоянии Н по формуле А. В. Лыкова

(25)

Где WH — влажность на расстоянии Н от поверхности; Wn — влажность на поверхности.

В свою очередь средняя температура в форме определяется по формуле

Tcp = T4 + N(tn—У,

Где N — постоянный коэффициент; для пластины N — 1/3, для цилиндра N = 1/2, для шара N = 3/5; — температура на расстоянии Н от поверхности формы; Tn — температура на поверх­ности.

Первый член знаменателя в формуле (24) не учитывался,

Ра

Так как влияние его в первые моменты времени очень мало.

Ч, см3/г 180

Рис. 96. Диаграмма для определения удельного объема газов в зависимости от влажности и температуры ЖСС

Длина пути фильтрации /

Для форм представляет собой кратчайшее расстояние от наи­более удаленной точки сопри­косновения формы с металлом до поверхности контакта формы с атмосферой или вентиляцион­ным каналом. Для стержней длиной пути фильтрации яв­ляется кратчайшее расстояние от точки контакта стержня с металлом до поверхности зна­ковой части или накола.

Построенная по формуле (24) номограмма для определения условий, исключающих образо­вание в отливках из чугуна га — ■ зовых раковин, представлена на рис. 97.

Правило пользования номограммой следующее. По формуле (25) рассчитываем Wcp путем определения влажности на поверх­ности стержня или формы и на глубине (ориентировочно, с запасом 50 мм) определяем длину пути фильтрации /, величину газопрони­цаемости смеси К к моменту заливки формы или стержня металлом. Для стержней ориентировочно определяем группу сложности или рассчитываем значение MiF.

Из точки И7ср восстанавливаем перпендикуляр до пересечения с прямой 1 для форм или до пересечения с прямыми 2, 3,4 в зависи­мости от группы сложности стержня. Затем проводим горизонталь­
ную линию до пересечения со шкалой q; точку на шкале q соединяем со значением /ив точке пересечения прямой со шкалой К получаем минимальную величину газопроницаемости, при которой заливка стержня или формы безопасна с точки зрения образования газовых раковин.

Если газопроницаемость смеси меньше полученного на номо­грамме значения, необходимо или уменьшить /, сделав наколы, или подсушить смесь до допустимой влажности. С помощью номограм­мы можно решать и обратные задачи, определяя, например, допу­стимую влажность смеси, при которой величина газового давления будет ниже критического значения.

Экспериментальные данные, полученные А. Г. Оводовым сов­местно с авторами работы [44], о характере изменения газового давления в стержнях из ЖСС с различной газопроницаемостью при заливке их металлом представлены на рис. 98. Общая влаж ность всех смесей составляла 5,6—5,8%. При анализе кривых можно обнаружить ряд важных особенностей. Так, в жидких смесях, в отличие от обычных пластичных, почти полностью отсутствует второй максимум давления, в то время как для уплот-

-т/ии ■100^ -1500

1098 7 6 S <•

Рис. 97. Номограмма для определения параметров ЖСС форм и стержней, исключающих образование газовых раковин в отливках:

К 700

Д, см}/г

I — для форм; 2 — для стержней простой конфигурации; 3— для стержней средней сложности; 4 — для стержней сложной конфигурации

Ненной пластичной смеси на жидком стекле (смесь 6) величина его достигает 530 мм вод. ст.

Как известно, второй максимум давления в обычных смесях возникает вследствие конденсации водяного пара в глубинных частях стержней или форм, вызывающей резкое падение газопро­ницаемости смеси. Отсутствие второго максимума давления для жидких смесей можно объяснить их высокой пористостью, которая обеспечивает смесям достаточно большую газопроницаемость даже
при конденсации паров. Не исключено, что па отсутствие второго максимума может оказывать влияние также высокая способность низкоосновных гидросиликатов к объемному поглощению паров, установленная работами В. Г. Красильникова [32]. Этот вопрос требует более глубокого изучения. Однако наибольшую опасность для образования газовых раковин в отливках представляет первый максимум давления, который возникает до начала или во время формирования твердой корочки металла на поверхности отливки.

Для жидких смесей с повышенной газопроницаемостью (смеси 1 и 2) величина газового давления очень мала. Смесь 4 с нулевой газопроницаемостью (с мылонафтом) в течение первой минуты после заливки металла дала большой скачок газового давления, значительно превысившего критическую величину и вызвавшего длительное «кипение» металла, что привело к образованию в отливке газовых раковин. Проникновение газа в металл прояв­ляется на кривых в срывах давления.

Смесь 5 (с ДС-РАС), несмотря на нулевую исходную газопро­ницаемость и значительную величину газового давления, не при­водила к «кипению» металла. В смесях с ДС-РАС образуется более крупноячеистая пена с меньшей толщиной пленок, чем в смесях с мылонафтом; такие пузырьки пены непрочны и должны сравни­тельно легко разрушаться возникающим в форме газовым давле­нием, восстанавливая газопроницаемость.

Это предположение было подтверждено результатами измере­ния газопроницаемости в стержне после заливки металлом на

500 Ш 300 Z00 100 О

PjMM.6Od.Cm

Рис. 98. Изменение газового давления в ЖСС после заливки металлом при различной газопрон и цаемост и:

I — к = 600 (КП); 2 — К. 220 (КП/мылонафт равно 2,8) 3 — К = = 65 (КП/мылонафт равно 2,3); 4 — К = 0 (мылонафт); 5 — К = 0 (ДС-РАС); 6 — К = 170 (смесь для СОа-процесса)

Глубине 50 мм от поверхности с помощью специального приспо­собления. Газопроницаемость смесей с ДС-РАС и на контакте Петрова с мылонафтом на глубине 50 мм уже через минуту после заливки металла начинает быстро восстанавливаться и в после­дующие две минуты поднимается от 0—80 ед. до максимальных значений, что свидетельствует о полном разрушении в смеси пены.

Фазовые превращения в ЖСС с жидким стеклом

При высоких температурах и их связь с технологическими

Свойствами смесей

Поведение ЖСС с жидким стеклом и двухкальциевым силикатом при нагреве и охлаждении, протекание физико-химических про­цессов в высокотемпературной области в значительной мере определяют такие важные для практики применения жидких смесей свойства, как выбиваемость, податливость, деформация. Некоторые представления об этих процессах и особенностях фор­мирования перечисленных выше свойств можно получить при изучении фазовых превращений в смеси при нагреве и охлаждении, а также при изучении прочности смесей при высоких температурах и после охлаждения.

Фазовые превращения в смесях в интервале температур от 20 до 1000° С исследовали с помощью рентгеноструктурного метода [14]. Для этой цели применяли дифрактометр УРС-50И, снабженный нагревательной приставкой. Выдержка при температуре опыта составляла 30 мин. Для исследований готовили композиции, состоящие из жидкого стекла и отвердителя (без наполнителя), взятых в соотношении 1 : 1 (по массе). В качестве отвердителя применяли феррохромовый шлак и нефелиновый шлам, а также синтезированные у- и (i-двухкальциевый силикат. Продолжитель­ность твердения композиций 2—3 дня. Изучаемые композиции в виде мелкого порошка набивали в платиновый держатель, кото­рый придавал образцам форму диска диаметром 11 мм и толщиной 1 мм. Изучали пять различных образцов: образец 1 — у — — 2Ca0Si02 (синтезированный); образец 2 — у — 2Ca0-Si02 + + жидкое стекло; образец 3 — р — 2Ca0Si02 + жидкое стекло; образец 4 — феррохромовый шлак + жидкое стекло; образец 5 — нефелиновый шлам + жидкое стекло.

Полученные рентгенограммы представлены на рис. 99—103. Рентгенограммы чистого у — 2Ca0-Si02 (образец 1, рис. 99) свидетельствуют о том, что у — C2S устойчив до температуры <=«900° С. При этой температуре наряду с линией v — C2S появля­ется линия а — C2S, которая сохраняется до температуры 1000° С. После охлаждения образец состоит из Р — C2S.

В образце 2 (рис. 100) при 700° С и выше происходят постепен­ное уменьшение у — 2Ca0 Si02 и образование нового соединения, вероятно, Na2Ca2(Si03)3, которое устойчиво при нагреве до 1000° С и последующем охлаждении.

В образце 3 (рис. 101) при нагреве количество р — C2S (диф — фракционные максимумы: Din = 2,69 А; 2,76 А) уменьшается и начинается образование двойного силиката такого же состава, как и в образце 2.

800

1000

Рис. 99. Рентгенограмма образца 1 (чистого V—2Ca0-Si02)

20 С

900

Го сохл

.

Рис. 100. Рентгенограмма образца 2 (у—2Ca0-Si02-f — + жидкое стекло)

На рентгенограммах образца 4 (рис. 102) при 20° С основными линиями являются линии у — C2S (d/n = 2,72 А, 3,0 А). При нагреве, начиная с 700° С, эта кристаллическая фаза постепенно убывает, одновременно происходит образование двойного сили-

20 С

1000

20 С охп.

Рис. 101. Рентгенограмма^ образца 3 (Р—2СаО ■ Si02 -]- жидкое стекло)

Ката Na2Ca2(Si03)3. При 1000° С возникает еще одна кристалли­ческая фаза, по-видимому, геленит 2Ca0 Al203 Si02 (линия 2,85 А), который сохраняется при охлаждении до комнатной температуры.

В образце 5 (рис. 103) так же, как и в образце 4, образуется двойной силикат и геленит.

Ознакомление с тройной диаграммой состояния системы Na20—СаО—Si02 [77, 86] подтверждает возможность образования

4-l-zca0SL0z

20°C

20 Сохл.

Рис. 102. Рентгенограмма образца 4 (феррохромовый шлак 4- жидкое стекло

193

7 П. А. Борсук

Соединения Na20 -2СаО -3Si02[Na2Ca2(Si03)3]; температура его плав­ления 1280° С. То же самое можно сказать и о гелените 2СаО х X А1203 Si02, который образуется в системе СаО—А12Оэ—Si02 [77, 86]. Температура плавления геленита 1550° С.

Образование в области высоких температур новых тугоплавких соединений должно оказать влияние на прочность смеси в высоко­температурной области и в охлажденном состоянии. Для проверки этого изучали прочностные свойства ЖСС при нагреве до высоких температур и после охлаждения (рис. 104 и 105).

Для сравнения параллельно изучали два других состава смеси — смесь 2 (без шлака с ДС-РАС) и смесь 3 (без шлака и без

20°С

500

WOO

20 С охп.

Рис. 103. Рентгенограмма образца 5 (нефелиновый шлам жидкое стекло)

ДС-РАС), отверждавшиеся С02; образцы уплотняли на лаборатор­ном копре (после опадания в смеси пены).

Прочность ЖСС при температурах до 700° С в несколько раз ниже прочности двух других смесей (рис. 104). При температурах
в диапазоне примерно 750—950° С для жидкой смеси появляется второй небольшой максимум прочности, в то время как прочность смесей, обработанных углекислым газом, при тех же температурах равна нулю.

Особенно большая разница наблюдается в прочности жидкой смеси 1 и смеси 2, продутой С02 после охлаждения (рис. 105). В отличие от смеси 2, имеющей два больших максимума прочности (при 200 и 800° С) в смеси 1 максимумы прочности выражены очень слабо; при этом второй максимум смещен в область более высоких температур.

Характер изменения прочности жидких смесей как в нагретом, так и в охлажденном состоянии можно объяснить, исходя из структуры смесей и из природы фазовых превращений. Более низкие прочности ЖСС как при нагреве, так и после охлаждения объясняются в первую очередь их повышенной пористостью. Образование при температурах выше 700° С новых, относительно тугоплавких соединений, в частности двойного силиката

Б см, кгс/см 35

20 200 Ш 600 800 1000 "С

Рис. 104. Прочность смесей при высоких температурах:

/ — ЖСС с жидким стеклом и шлаком (р = 1,37 г/см8); 2 — набивная смесь без шлака с ДС-РАС + С02 (р = 1,60 г/см, 3 — набивная смесь без шлака и без ДС-РАС -(- СО, (р = 1,60 г/см»);

7*

195

Na2Ca2(Si03)3, по-видимому, со­провождается повышением вяз­кости жидкой фазы, появляю­щейся в результате расплавления

Непрореагировавшей части жидкого стекла. Это должно привести к возрастанию прочности смеси, которое и фиксируется на кривой 1 (см. рис. 104) при температуре 750—950° С.

Причиной возникновения второго максимума прочности в обыч­ных жидкостекольных смесях (рис. 105) является образование
В системе при нагреве до температуры выше 600° С жидкого рас­плава, взаимодействующего с поверхностью кварцевых зерен и придающего смеси после охлаждения высокую прочность [38]. В ЖСС при высоких температурах должно быть меньше жидкой фазы, так как большая часть жидкого стекла расходуется на образование гидросиликатов. По мере возрастания в системе новых тугоплавких соединений — двойного силиката и геленита — будет происходить дальнейшее уменьшение количества жидкой фазы и повышение ее вязкости. Закономерным следствием протекания этих процессов должно быть снижение прочности жидких смесей после охлаждения и смещение второго максимума в область более высоких температур.

Из изложенного следует, что выбиваемость ЖСС на жидком стекле со шлаком и шламом должна быть значительно лучше, чем выбиваемость обычных жидкостекольных смесей. Это полностью подтверждается исследованиями и производственной практикой. Вполне вероятно, что на улучшение выбиваемости ЖСС оказывают влияние и полиморфные превращения двухкальциевого силиката, протекающие с изменением плотности, при которых в пленках связующего могут возникнуть напряжения, снижающие прочность смеси.

Образование новых фаз при высоких температурах, по-види­мому, накладывает отпечаток и на процессы деформации жидкой

Самотвердеющей смеси. Исследо­вание проводили в ЦНИИТмаш В. С. Андрианов и И. В. Валисов — ский. Кривая деформации ЖСС на жидком стекле с феррохромо­вым шлаком обычного состава при­ведена на рис. 106 Деформацию смесей определяли на стандартном образце диаметром 50 мм и высо­той 50 мм под давлением 0,5 кгс/см2. Образец нагревали в течение 15 мин при температуре опыта. Остановка на кривой деформации в интервале температур 700—950° С свидетель­ствует о некотором упрочнении сме­си в этой температурной области при образовании новых соединений.

Что касается податливости ЖСС при высоких температурах, то, судя по кривым рис. 104 и 105, она должна быть значительнолуч — ше, чем у пластичных жидкостекольных смесей. Это также подтвер­ждается практикой применения жидких смесей. С помощью ЖСС удается полностью устранить горячие трещины на тонкостенных стальных отливках, образующиеся при применении смесей других составов.

Выбиваемость

>КСС на жидком стекле выбиваются значительно легче жидко — стекольных смесей, отверждаемых углекислым газом. Однако их выбиваемость следует признать затруднительной, особенно при изготовлении стальных отливок. Поэтому с появлением и быстрым распространением на заводах жидких смесей много внимания уделялось улучшению их выбивки.

Выбиваемость смесей принято оценивать работой разрушения образцов смеси диаметром 50 мм и высотой 30 мм, заключенных в гильзу, на лабораторном копре после их нагрева до температуры опыта, выдержки при данной температуре в течение 40 мин и последующего охлаждения [38]. В работе [18] о выбиваемости судили по числу ударов копра, необходимых для пробивки на­сквозь стандартного образца из жидкой смеси в технологической пробе, залитой чугуном.

Большое влияние на выбиваемость смесей оказывает содержа­ние в ней жидкого стекла и величина его модуля. По данным работы [9], снижение количества жидкого стекла в смеси на 1% уменьшает работу выбивки в области температур 1000—1200° С почти в 2 раза. Поэтому содержание жидкого стекла в смеси необходимо снижать до минимально возможного уровня, исходя из требуемых прочностных и технологических характеристик смеси.

Повышение модуля стекла также заметно улучшает выби­ваемость смесей. По тем же данным, увеличение модуля с 2,7 до 2,98 снижает работу выбивки при 1200° С более чем в 2 раза. Дальнейшее повышение модуля с 2,98 до 3,27 дополнительно уменьшает работу выбивки также почти в 2 раза. Кроме того, исходя из механизма твердения жидкого стекла с двухкальциевым силикатом, высокомодульное стекло, по сравнению со стеклом сред­него модуля, содержит больше молекул Si02, участвующих в форми­ровании прочности, и позволяет получать более высокие прочност­ные характеристики при том же содержании связующего. Поэтому применяя высокомодульное стекло, можно дополнительно снизить его содержание в смеси и тем самым улучшить выбиваемость.

Тем не менее основные рекомендации по облегчению выбивае­мости сводятся к введению в смесь самых разнообразных добавок органического и неорганического происхождения. Влияние орга­нических добавок на разупрочнение смеси при высокой темпера­туре объясняется их газотворным действием. Газы, образующиеся при сгорании или сухой перегонке добавок, частично разрушают затвердевшую или размягченную при нагреве пленку жидкого стекла, снижая прочность смеси после охлаждения. Так как органические вещества выгорают при температурах ниже 800° С, то и эффективное влияние на выбиваемость они могут оказывать при прогреве смеси до температур, не превышающих 800° С, т. е., главным образом, при изготовлении отливок из чугуна и цветных сплавов.

60

50

Из изложенного ясно, что органические добавки не могут оказать заметного влияния на выбиваемость смесей при изготов-

Лении стального литья, т. е. при сильном прогреве смеси. Больше того, углеродсодержащие материалы, вводимые в смесь для улучшения выбивки, могут взаимодействовать с поверхностными слоями отливки при высокой температуре из-за большой раствори­мости углерода в стали, что приводит к ухудшению качества по­верхности отливки. Поэтому при прогреве смесей до температур выше 800° С, и в частности при изготовлении стального литья, для улучшения выбивки рекомендуется применять неорганические вещества, содержащие окислы. Al, Са, Ва, Mg и "др. [9]. Их дей­ствие основано на повышении температуры плавления вторичных силикатов, т. е. на сдвигании температуры образования второго максимума в область более высоких температур.

Из большого количества неорганических материалов, повы­шающих температуру плавления вторичных силикатов, в упоми­навшихся работах более подробно изучены и рекомендованы для облегчения выбивки алюминийсодержащие материалы, такие, как А1203 и А1(ОН)3, в количестве до 3%. Глиноземсодержащей добавкой может быть также огнеупорная глина. Сюда же отно­сится и алюминиевая пудра, которую можно вводить в смесь до 0,3%. При добавке 3% глины абсолютная величина второго макси­мума выбивки снижается почти в 2 раза по сравнению со смесью без глины. Однако глина, даже при таком содержании, несколько снижает текучесть и прочность; для восстановления текучести необходимо увеличивать общую влажность смеси. Чистый А1203 требует еще большего дополнительного увлажнения смеси и за­метно снижает прочность. Лучше других из этой группы добавок является А1(ОН)3 (рис. 107, кривая 4), которая, не оказывая влияния на физико-механические свойства смеси, существенно улучшает выбиваемость — второй максимум выбивки значительно ниже (примерно в 2,5 раза), чем в смеси с глиной. Аналогичным образом влияют на выбиваемость такие соединения, как СаО, СаС03 (мел).

К материалам, содержащим окислы кальция, относится также 2Ca0-Si02, входящий в состав феррохромового шлака и нефелино­вого шлама. О том, что двухкальциевый силикат повышает темпе­ратуру плавления вторичных силикатов, свидетельствует смещение второго максимума от температуры 1000° С (смесь для Сопро­цесса) до 1200° С (ЖСС), что видно из рис. 107. В этом проявляется еще одно положительное воздействие на выбиваемость отвердите­лей жидких смесей—феррохромового шлака и нефелинового шлама.

Из неорганических материалов особенно благоприятное влия­ние на выбиваемость оказывает 1—2% гипса (рис. 107, кривая 3), который дается в смесь взамен соответствующего количества шлака или шлама. Следует однако заметить, что гипс несколько снижает огнеупорность смесей, а это в ряде случаев может сказаться на чистоте поверхности отливок. Данные по выбиваемости жидких самотвердеющих смесей на различных связующих приведены на рис. 108.