Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Аналитический обзор факторов, влияющих на горячеломкость алюминиевых сплавов 10
1.1 Влияние металлургических факторов на горячеломкость алюминиевых сплавов 13
1.1.1 Влияние легирующих элементов на горячеломкость алюминиевых сплавов 14
1.1.2 Влияние содержания примесных элементов на горячеломкость алюминиевых сплавов 18
1.1.3 Влияние формы и размеров зёрен на горячеломкость алюминиевых сплавов 21
1.1.4 Влияние зональной ликвации на горячеломкость алюминиевых сплавов 24
1.1.5 Влияние содержания водорода на горячеломкость алюминиевых сплавов 24
1.1.6 Залечивание кристаллизационных трещин расплавом 26
1.2 Влияние технологических факторов на горячеломкость слитков из алюминиевых сплавов 27
1.2.1 Горячие трещины 28
1.2.2 Холодные трещины 34
1.3 О современных критериях горячеломкости 36
1.4 Взаимодействие алюминиевых сплавов с футеровкой и газовой атмосферой печи 37
1.5 Выводы по главе 1 39
1.6 Постановка задач исследований 40
Глава 2. Методы исследования структуры, свойств и процесса кристаллизации слитков 42
2.1 Экспериментальные методы исследования 42
2.2 Метод компьютерного моделирования 50
2.3 Выводы по главе 2 52
Глава 3. Принципьі управления работой новых агрегатов для приготовления алюминиевых сплавов и литья слитков полунепрерывным способом 53
3.1 Плавильная печь 53
3.1.1 Огнеупорная футеровка печи 53
3.1.2 Система продувки расплава аргоном 56
3.2 Миксер 58
3.2.1 Огнеупорная футеровка миксера 58
3.2.2 Система продувки расплава аргоном 59
3.3 Газогорелочные устройства
3.3.1 Газовое оборудование плавильной печи 61
3.3.2 Газовое оборудование миксера 66
3.4 Система автоматического управления 67
3.4.1 Система управления печью 67
3.4.2 Система управления миксером
3.5 Установка внепечного рафинирования 78
3.6 Литейная машина
3.6.1 Механическая часть литейной машины 84
3.6.2 Система автоматического управления литейной машиной 85
3.7 Выводы по главе 3 88
Глава 4. Химического состава, технологических приёмов и параметров плавки и литья сплава 1370 на его склонность к образованию горячих трещин, структуру и свойства слитков 90
4.1 Пробные эксперименты и их результаты 91
4.2 Особенности приготовления сплава АД37 и литья из него цилиндрических (00 92, 145, 377 мм) и плоских (сечением 225x950мм)слитков 93
4.2.1 Исследование структуры слитков 95
4.2.2 Испытание технологических проб 99
4.2.3 Ликвация химических элементов и содержание водорода в слитках 99
4.2.4 Механические свойства слитков в гомогенизированном состоянии 101
4.3 Опытное приготовление плавок сплава 1370 и литьё из него
крупногабаритных плоских (сечениями 225x950мм, 300x1100мм, 360x1395мм) и цилиндрических (0650мм) слитков 102
4.3.1. Цилиндрические слитки 105
4.3.1.1 Исследование структуры 105
4.3.1.2 Ликвация химических элементов и содержание водорода 110
4.3.1.3 Механические свойства слитков 112
4.3.2 Плоский слиток сечением 300x1100мм из сплава 1370 114
4.3.2.1 Исследование температурного поля слитка в процессе затвердевания 114
4.3.2.2 Исследование структуры плоского слитка сечением 300x1100мм из сплава 1370 119
4.3.2.3 Ликвация легирующих компонентов 122
4.3.2.4 Механические свойства слитка сечением 300 1100мм 123
4.4 Особенности технологии приготовления сплава 1370 и литья из него
плоского слитка сечением 355x1370мм 126
4.4.1 Исследование структуры слитка сечением 355x1370мм 129
4.4.2 Ликвация химических элементов и содержание водорода в слитке 142
4.4.3 Механические свойства слитка 143
4.5 Выводы по главе 4 146
Глава 5. Совершенствование режимов литья слитков из алюминий-литиевых сплавов 1421 и 1461 149
5.1 Понятие рационального режима литья 150
5.2 Выбор рациональных режимов литья цилиндрических слитков 0305мм из сплавов 1421 и 1461
5.2.1 Результаты эксперимента 154
5.2.2 Результаты расчёта 156
5.2.3 Применение метода компьютерного моделирования для исследования влияния параметров литья слитков 0305мм из сплава 1461
на косвенный показатель качества литого металла 160
5.2.3.1 Высота кристаллизатора 160
5.2.3.2 Скорость литья 162
5.2.3.3 Расход воды на вторичное охлаждение 164
5.2.4 Выбор рациональной скорости литья слитков 0305мм из сплавов 1421 и 1461 для различной высоты кристаллизатора 165
5.3 Выбор рациональных режимов литья плоских слитков из сплавов 1421
и 1461 166
5.3.1 Результаты экспериментальных исследований температуры затвердевающего слитка и конфигурации жидкой лунки 167
5.3.2 Результаты компьютерного моделирования влияния параметров литья на косвенный показатель качества плоских слитков 169
5.4 Определение температуры равновесного солидуса и исследование микроструктуры слитков 0305мм сплавов 1421 171
и 1461 171
5.4.1 Температура равновесного солидуса и микроструктура сплава 1421 172
5.4.2 Температура равновесного солидуса и микроструктура сплава 1461 174
5.4.3 Обсуждение результатов 176
5.5 Выводы по главе 5 177
Заключение 180
Библиографический список
- Залечивание кристаллизационных трещин расплавом
- Метод компьютерного моделирования
- Система управления миксером
- Механические свойства слитка сечением 300 1100мм
Введение к работе
Актуальность работы. Кардинальное повышение качества
алюминиевых сплавов авиационного назначения невозможно без принципиального усовершенствования технологии их плавки и литья. Одним из перспективных направлений улучшения качества алюминиевых сплавов является применение новых футеровочных материалов для плавильных печей, миксеров и литейной оснастки, эффективных методов рафинирования и модифицирования жидких сплавов, совершенствование технологии процесса литья, автоматизации работы плавильно-литейных агрегатов. В связи с этим настоящая работа, посвященная решению задач указанного направления, представляется весьма актуальной.
Одним из перспективных конструкционных материалов для авиационной и аэрокосмической техники является свариваемый алюминиевый сплав АД37 (1370), разработанный специалистами ФГУП ВИАМ. Сплав 1370 относится к системе Al-Mg-Si-Cu и легирован большой группой элементов: Мл, Zn, Zr, Ті, Се, Sc. Листы и плиты из данного сплава требуются для изготовления крыльев и стабилизаторов среднемагистрального самолёта АН-148
Еще одна группа сложнолегированных сплавов, находящих применение в авиационной и ракетной технике - это алюминий-литиевые сплавы 1421 и 1461. Так, полуфабрикаты из сплава 1421 используются для изготовления головной части ракет. В настоящее время проводятся работы по серийному производству листов и плит из сплава 1461 для самолетов ОАО «ОКБ Сухого», а также планируется использование листов и профилей из него для изготовления деталей фюзеляжа самолётов МС-21 и ТУ-204-300.
Одна из самых главных причин, сдерживающих серийное производство листов, плит и штамповок из сплавов 1370, 1421 и 1461 заключается в том, что слитки из этих сплавов, особенно крупногабаритные, характеризуются высокой склонностью к образованию горячих трещин при полунепрерывном литье.
В связи с этим, повышение трещиноустойчивости крупногабаритных слитков из сплавов 1370, 1421 и 1461 при полунепрерывном литье представляет собой актуальную научно-техническую задачу
Цель работы. Исследование влияния технологических параметров литья на температурные поля при затвердевании, структуру, литейные и механические свойства крупногабаритных слитков из сложнолегированных алюминиевых сплавов АД37,1421 и 1461 и разработка на основе полученных закономерностей рациональных режимов литья, обеспечивающих повышение трещиноустойчивости слитков.
Основное внимание было сосредоточено на решении следующих задач:
-усовершенствование системы управления, разработка технических и технологических решений по эксплуатации автоматизированных плавильно-литейных агрегатов, обеспечивающих высокую степень чистоты металла по содержанию неметаллических включений и водорода;
-установление влияния металлургических и технологических факторов на структуру, механические свойства и склонность к трещинообразован^ю крупногабаритных слитков из сплава АД37;
-исследование влияния параметров литья на профиль и глубину лунки, ширину двухфазной области, скорости охлаждения поверхностных слоев и центральной зоны и, как следствие, на склонность к образованию горячих и холодных трещин в крупногабаритных слитках из алюминий-литиевых сплавов 1421 и 1461,
-разработка технологических параметров литья крупногабаритных слитков из сложнолегированных алюминиевых сплавов АД37, 1421 и 1461 без образования в них горячих трещин.
Научная новизна работы:
1. Предложены, обоснованы и реализованы новые решения при освоении автоматизированной системы управления и режимов работы плавильно-литейных агрегатов для приготовления алюминиевых сплавов и литья слитков полунепрерывным методом.
-
Методом вмораживания термопар установлены конфигурация и строение переходной двухфазной области, скорости охлаждения центральной и приповерхностной зон кристаллизующихся слитков из сложнолегированных алюминиевых сплавов 1370, 1421 и 1461 при установившихся режимах литья. Для нахождения ширины двухфазной области использованы значения температур неравновесного солидуса, начала линейной усадки и ликвидуса, впервые полученные для этих сплавов с помощью модернизированного метода дифференциально-термического анализа
-
Установлено, что вероятность образования горячих трещин в крупногабаритных цилиндрических и плоских слитках из сплава 1370 зависит от комбинации следующих наиболее значимых факторов химического состава сплава (в регламентированных пределах содержания легирующих элементов), величины литого зерна а-твердого раствора на основе алюминия, толщины и состава эвтектических прослоек по границам зерен, сегрегации в слитке оксидных плен и неметаллических включений, а также высоты кристаллизатора, скорости литья, расхода и характера распределения по периметру слитка охлаждающей воды в зоне вторичного охлаждения
-
Методом компьютерного моделирования выявлены закономерности влияния скорости литья, высоты кристаллизатора и расхода охлаждающей воды на глубину и профиль лунки, а также на значения скоростей охлаждения поверхностных слоев и центральной зоны крупногабаритных слитков из алюминий-литиевых сплавов 1421 и 1461
-
В слитках из сплавов 1370, 1421 и 1461 значительные доли скандия и циркония связаны в сложные многокомпонентные соединения, практически не растворимые при гомогенизации слитков Скопления этих соединений в составе неравновесных эвтектик располагаются по границам зерен, охрупчивают сплавы в твердо-жидкой зоне и способствуют зарождению и росту горячих и холодных трещин в слитках.
Практическая значимость работы. Усовершенствована система управления автоматизированным плавильно-литеиным агрегатом и применены новые технические и технологические решения, позволившие повысить чистоту серийных алюминиевых сплавов по содержанию водорода, неметаллических, шлаковых и флюсовых включений, уменьшить градиент температуры по объёму жидкой ванны, снизить окисление сплавов в процессе их приготовления.
Разработаны и внедрены рациональные режимы полунепрерывного литья крупногабаритных плоских и цилиндрических слитков из сложнолегированных алюминиевых сплавов АД37,1421 и 1461 В результате удалось резко понизить вероятность образования в слитках горячих трещин Освоено серийное литье крупногабаритных слитков из сплавов АД37 и 1461
Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы были доложены и обсуждены' на XI отчётной международной конференции «Алюминий Сибири - 2006», г Красноярск, 2006 г.; на XI отчетной конференции молодых учёных ГОУ ВПО УГТУ-УПИ, г Екатеринбург, 2006 г., на Первой международной конференции и выставке «Литье алюминия», г Москва, 2007г; на ХП отчетной конференции молодых ученых ГОУ ВПО УГТУ-УПИ, г Екатеринбург, 2006 г
Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 7 печатных работ
Структура и объём работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, общих выводов по работе и библиографического списка из 120 наименований, изложена на 193 страницах машинописного текста, содержит 95 рисунков и 30 таблиц
Залечивание кристаллизационных трещин расплавом
Так называемые «холодные» трещины образуются при температурах значительно ниже солидуса. Образованию холодных трещин способствует пониженная пластичность сплава при сравнительно невысоких температурах. Например, исследованиями алюминиевых сплавов установлено, что при непрерывном литье слитков (как цилиндрических, так и плоских) холодные трещины возникают тогда, когда относительное удлинение при комнатной температуре меньше 1,5% [5, 55].
Наблюдения за процессом трещинообразования при непрерывном литье показывают, что холодные трещины, как правило, возникают при достижении отливаемым слитком определенной длины. В том случае, если трещина в этот момент не возникает, то в последующем она является чаще всего следствием влияния случайных причин (шлаковый засор, неслитина и т.п.). Проведенные исследования температурных полей плоского слитка методом вмораживания термопар [6] показывают, что такой длине слитка, называемой «критической», соответствует охлаждение рассматриваемого сечения до температуры ниже 150С. Можно полагать, что и для слитков других сечений процесс трещинообразования должен протекать при тех же температурах. Такое предположение позволяет определять критические длины слитков любых сечений.
При уменьшении кратности слитка (отношения ширины слитка к его длине) критическая длина слитков должна уменьшаться, так как увеличивается влияние узких граней на процесс охлаждения слитка. В первом приближении это уменьшение можно оценить по данным, приводимым в [52]. Соответственно и для цилиндрического слитка критическая длина должна быть меньше, чем для плоского. При увеличении кратности более 4 вероятность образования холодных трещин резко возрастает.
«Провалы» пластичности в твёрдом состоянии также могут быть причиной образования холодных трещин [56, 57].
В образовании холодных трещин особенно велика роль силового фактора. Эти трещины возникают в условиях, когда сильно затруднена усадка и когда создаются большие термические напряжения (например, при непрерывном литье с охлаждением слитков водой) или структурные напряжения (например при фазовых превращениях). Особенно опасно, как и при всяком хрупком разрушении, объёмное растяжение.
Исследование остаточных напряжений в слитках непрерывного литья [58, 59] показывает, что они мало меняются при изменении скоростей литья в достаточно широких пределах. Поэтому, очевидно, увеличение трещинообразования при возрастании скоростей литья следует увязывать с уменьшением пластичности материала охлаждающегося слитка [23].
Снижение пластичности материала при повышении скоростей литья объясняется двумя причинами - увеличением размеров переходной области и возрастанием величин растягивающих деформаций в эффективном интервале кристаллизации. Как показано в работе [52], при увеличении скорости литья размеры переходной области возрастают незначительно. Поэтому решающее значение приобретает второй фактор. Увеличение растягивающих деформаций приводит в ряде случаев к возникновению микротрещин и надрывов. Последние существенно снижают пластичность материала и, являясь «надрезами» — местами концентрации напряжений, способствуют образованию трещин при одинаковом среднем уровне величины остаточных напряжений в остывшем слитке. Часто можно видеть, как типичная кристаллизационная трещина переходит в типичную холодную трещину [60]. Эти положения подтверждаются данными исследования механических свойств и структуры слитков [23]. 1.3 О современных критериях горячеломкости
В последние годы появился цикл работ по критериям горячеломкости алюминиевых сплавов [103-113]. Наиболее подробно различные критерии горячеломкости сплавов рассмотрены в обзорах [103,113].
Одни авторы подразделяют эффективный интервал кристаллизации на две части: высокотемпературную и низкотемпературную. В высокотемпературном интервале возможна хорошая компенсация усадки кристаллизации. В низкотемпературном интервале компенсация усадки затруднена, поэтому в нём накапливаются напряжения. Соотношение промежутков времени нахождения сплава в этих интервалах является критерием горячеломкости.
Другие авторы рассматривают соотношение между величиной и скоростью усадки затвердевания, с одной стороны, и возможностью компенсации этой усадки за счёт притока расплава через твёрдо-жидкую зону - с другой. Если скорость усадки превосходит скорость её "питания", то образуются поры и трещины.
Авторы работы [104] рассматривают перепад давления внутри твёрдо-жидкой зоны, обусловленный разностью металлостатического давления и давления, связанного с усадкой. В свои оценки они включают размеры твёрдо-жидкой зоны, свойства расплава, объёмную долю жидкой фазы, скорость охлаждения и размер дендритной ячейки.
Согласно [103, 113], если максимальная главная деформация по сечению слитка превосходит удлинение до разрушения твёрдо-жидкого сплава, то образуются трещины.
Автор обзора [113] подтверждает выводы более ранних работ о том, что горячеломкость сплавов зависит от их состава, температуры литья и скорости литья, которая определяет градиенты температуры, размеры переходной зоны слитка и уровень напряжений в твёрдо-жидком состоянии. В сильно легированных сплавах наиболее вероятно распространение горячей трещины через жидкую непрерывную плёнку эвтектики по границам зёрен. Количество жидкости эвтектического состава для компенсации усадки кристаллизации и "залечивания" начинающих образовываться трещин представляет важный фактор в определении механизма горячеломкости.
Моделирование термомеханического поведения слитка в процессе литья показало [108, 113], что растягивающие деформации всегда присутствуют в центральной части слитка. Однако, только при повьппенных скоростях литья, из-за углубления лунки область высоких деформаций приближается к переходной зоне слитка, что является непосредственной макроскопической причиной появления трещин в центральной части цилиндрических слитков.
Вышеизложенные результаты опубликованных работ свидетельствуют о том, что, несмотря на определённый прогресс в понимании механизма и причин горячеломкости сплавов, вопрос образования горячих трещин в слитках алюминиевых сплавов всё ещё продолжает оставаться дискуссионным и требует дальнейших экспериментальных исследований.
Метод компьютерного моделирования
Блок термопар состоит из жесткого направляющего стержня 1 с фиксированными по высоте метками для определения координат спаев термопар относительно верхнего среза кристаллизатора и контроля скорости литья, консоли 2 с закрепленными на ней термопарами 3. Кроме этого, блок имеет выступающие на 50мм ниже уровня рабочих спаев термопар лапки, предназначенные для захвата и удержания блока твёрдой корочкой в момент его ввода под мениск расплава в кристаллизаторе. Консольная часть блока обеспечивает его ввод на некотором удалении от стенки кристаллизатора (для избежания образования раковины).
Для измерения температуры использовались кабельные хромель-алюмелевые термопары (тип "К") с диаметром электродов 0,35мм. Термопары имели термостойкую изоляцию из стекловолокна. Для уменьшения инерционности термопар, измерения проводили открытым рабочим спаем. Данная схема позволяет обеспечить работоспособность термопар вплоть до полного охлаждения слитка. Блок термопар вводили в слиток при устойчивом режиме литья, при этом блок сопровождали до прочного "вмораживания" лапок и крайней термопары в корочку слитка. Вмороженный таким образом блок далее следует по всем технологическим зонам агрегата с заданной скоростью литья, регистрируя при этом температуру в теле слитка. Истинное положение термопар в слитке определяли после полного затвердевания и охлаждения слитка, путем его разрезки в районе расположения спаев термопар и измерения расстояния, на поперечном темплете, от горячего спая термопар до поверхности слитка. В качестве вторичного прибора использовали цифровой многоканальный самописец "Технограф 160".
Одновременно с измерением температуры в слитке определяли глубину и профиль лунки с помощью измерительной рамки и металлического щупа, вводимого в расплав, фиксируя при этом глубину его погружения и расстояние от места его ввода до поверхности кристаллизатора. Одновременно регистрировали уровень мениска расплава относительно верхнего среза кристаллизатора.
Схемы расположения термопар в слитке приведены далее по тексту. Сравнение опытов показало хорошую повторяемость результатов.
Испытание механических свойств на растяжение при комнатной и повышенной температурах проводили на стандартных образцах гантелевидной формы с диаметром рабочей части 5мм и рабочей длиной образца 25мм согласно ГОСТ 1497-84. Испытания проводили полностью в автоматическом режиме на электромеханической универсальной испытательной машине «Instron 5585Н» (Англия), снабжённой автоматическим цифровым экстензометром высокого разрешения. На захваты испытательной машины устанавливается электрическая печь сопротивления для нагрева образцов при испытании. По результатам испытаний машина рассчитывает предел прочности и предел текучести, а относительное удлинение и сужение определяются по показаниям экстензометра. Значение испытуемой величины определяли как среднее арифметическое из трёх образцов «на точку». Температурный интервал испытаний составлял 35(Н-550С с шагом 25-НЮС.
Для изучения процесса кристаллизации и охлаждения слитков из алюминий-литиевых сплавов 1421 и 1461 была применена теплофизическая модель и программа расчёта, разработанные во Всероссийском научно-исследовательском институте металлургической теплотехники (ВНИИМТ) [92, 93, 116, 117]. Выбор этой модели обусловлен её продуктивным применением для совершенствования технологии литья слитков из алюминий-литиевых сплавов 1420, 1450 и 1460 [116, 117].
Основу этой модели составляет уравнение теплопроводности Фурье: д(сЭФрТ) д( „ эгу а Г о эг V д( път А— \ + дх J ду дт дх xtn{x±y w где СЭФ=С(Т)-Ь— — эффективная теплоёмкость сплава в интервале дТ кристаллизации; X -коэффициент теплопроводности; р -плотность сплава; Ч -доля твёрдой фазы в элементе объёма; L — удельная теплота кристаллизации; дЧ /дТ - темп кристаллизации; Т - значение температуры в точке слитка с координатами х, у, z.
Уравнение 2.1 решается в системе координат, связанной со слитком, при задаваемых граничных и начальных условиях. При решении уравнения 2.1 учитывается теплота кристаллизации, выделяемая в интервале температур ликвидус-солидус.
Для решения уравнения (2.1) были выбраны следующие граничные условия [98, 116,117]:
1. В связи с тем, что уравнение (2.1) записано в системе координат, связанных со слитком, мениск является движущейся границей. Скорость перемещения мениска относительно поддона равна по абсолютной величине скорости литья. Одновременно с поверхности мениска имеет место теплоотдача в окружающую среду: лдТ мен \ пов ср ). дп ср/, (2.2) где п - внешняя нормаль к поверхности мениска; амен — коэффициент теплоотдачи от поверхности мениска в окружающую среду; Тпов — температура поверхности мениска; Тср - температура среды.
2. На поверхности слитка, соприкасающейся с поддоном, граничные условия заданы следующим образом: А дТ дп апод V под ср), (2-3) z=o где апод = а0 ехр - коэффициент теплоотдачи между слитком и поддоном, спадающий во времени по экспоненциальному закону с постоянной времени т0; Г„0 г-условная температура поддона.
3. На охлаждаемой поверхности слитка граничные условия задаются в зависимости от условий литья и охлаждения по формуле: дТ Я дп = -аА2мен -Z Tnoe)-Vnoe -ТсР(?мен 2)), (2.4) У где у -охлаждаемая поверхность слитка; (zMeH-z) -расстояние от мениска до точки поверхности; щ —коэффициент теплоотдачи, который зависит от температуры поверхности и расстояния от мениска. Распределение температуры в начальный момент времени (в исходной порции металла) задается постоянным и равным температуре заливаемого металла.
Система управления миксером
Применение современных газогорелочных устройств фирмы "HAUCK" (США) со специальными камерами смешения и устройства коррекции соотношения "газ/воздух" позволило добиться стабильного коэффициента расхода воздуха а = 1,05 при всех режимах работы печи (рис.3.10). Указанную величину а выбрали исходя из того, что избыток воздуха пагубно сказывается на КПД печи. Возрастает угар металла при плавлении. Также необходимо затрачивать больше энергии на нагрев воздуха. Так как печь сделана газоплотной, то избыток воздуха может появиться только при горении [48]. Поэтому сначала установили величину а равную
График зависимости коэффициента избытка воздуха от температуры дутьевого воздуха печи. При пусконаладочных испытаниях обнаружили, что температура дымовых газов до и после рекуператора отличается на 10(Н-200оС при подогреве дутьевого воздуха до 450С. Следовательно, можно заключить, что природный газ не полностью сгорает в пространстве печи и догорает в дымоходе и рекуператоре, повышая тем самым их температуру.
Для обеспечения полного сгорания природного газа установили коэффициент избытка воздуха равный 1,05. Правильность принятого решения была экспериментально подтверждена низким угаром металла и получением разницы температур дымового газа до и после рекуператора At 500С, что свидетельствует о нормальной его работе [62].
Работу газогорелочных устройств регулирует "газовая автоматика" фирмы "Kromshroder". Основным её элементом является блок контроля пламени горелок (BCU 480). При поступлении сигнала на розжиг горелок данный блок зажигает запальные горелки (подаёт напряжение на запальные электроды горелок и по появлению тока на ионизационном электроде определяет наличие пламени). Далее блок убеждается в устойчивости их горения, делает небольшую паузу 2 сек и подаёт сигнал на подачу газа к основным горелкам. Компьютер при этом задаёт требуемый для стабильного розжига расход воздуха и газа. Как только основная горелка разожглась, блок контроля пламени через фотодатчик убеждается в стабильности горения пламени и гасит запальную горелку.
В процессе работы идёт постоянный контроль за наличием пламени горелки. В случае обрыва пламени или погасания горелки система газовой автоматики прекращает подачу газа на горелки, открывает продувочную свечу для сброса газа и подаёт аварийный сигнал. Отключение подачи газа на горелку происходит также при повышенном или пониженном давлении газа, а также пониженном давлении воздуха, которые система отслеживает с помощью датчиков, установленных на газо — и воздухопроводе.
В случае выхода каких-либо других параметров печи за допустимые пределы система управления печью подаёт сигнал газовой автоматике на отключение горелок и прекращение подачи газа.
На миксер установлены две двухпроводные горелки BIO-140RB фирмы "Kromshroder" (Германия) мощностью по 80 кВт каждая (рис.3.11). Выбор таких горелок объясняется тем, что основной задачей миксера является поддержание, а иногда небольшое увеличение температуры жидкого металла.
Подача воздуха на горелки миксера осуществляется с помощью радиального вентилятора ЭВ 4,0 - 100 В. У миксера нет системы подогрева воздуха, и холодный воздух направляется через электрическую дроссельную заслонку на горелку.
Газ на горелки подаётся через компакт-блоки, стоящие после регулятора давления. Соотношение "газ/воздух" регулирует компакт-блок по такому же принципу как и на печи, но поскольку дутьевой воздух на миксере не подогревается, то нет необходимости в коррекции коэффициента а. Стабильность работы компакт-блока и хорошее смешение газа и воздуха в горелке обеспечивает неизменность данного показателя. Газовая автоматика миксера также контролирует работу горелок и в случае необходимости (погасания пламени, повышенное или низкое давление газа, низкое давление дутьевого воздуха или же по сигналу системы управления миксером) может прекратить подачу газа на горелки миксера.
Поскольку мощность горелок (а соответственно и расход газа и воздуха через них) невелика, то подаётся сигнал на подачу газа, далее BCU выдаёт высоковольтный разряд на запальный электрод и горелка разжигается. В ходе работы горелки идёт постоянный контроль за наличием пламени горелки с помощь ионизационного электрода.
Применение газогорелочных устройств и системы газовой автоматики немецкой фирмы "Kromshroder", с внесёнными нами изменениями в режимы их работы, позволило повысить надёжность и безопасность работы системы газоснабжения агрегата и обеспечить полное сгорание природного газа.
Система автоматического управления работой плавильной печи и миксера разработана специалистами сторонней фирмы. Однако при промышленном освоении этой системы вскрылись её серьёзные недостатки, которые были успешно устранены, а сама система существенно усовершенствована в настоящей работе.
Механические свойства слитка сечением 300 1100мм
Полуфабрикаты из алюминий-литиевых сплавов представляют перспективные конструкционные материалы для авиационной и аэрокосмической техники [88, 115]. К настоящему времени технология приготовления алюминий—литиевых сплавов сравнительно хорошо разработана [114, 115, 119, 120]. Между тем, при полунепрерывном заготовительном литье цилиндрических и плоских слитков из алюминий-литиевых сплавов достаточно часто имеет место образование горячих и холодных трещин, структурной и химической неоднородности [89, 90, 91, 115]. Одна из причин трещинообразования заключается в том, что теплопроводность алюминий-литиевых сплавов в 1,6 -1,7 раза меньше теплопроводности традиционных алюминиевых сплавов [88]. Затруднённый перенос тепла из центральной зоны слитка к периферии приводит к возникновению существенных температурных градиентов, термических напряжений и деформаций по сечению слитка и, как следствие, образованию горячих и холодных трещин.
Задача данного раздела диссертации состояла в том, чтобы установить влияние режимов литья слитков на ширину переходной зоны, глубину лунки, скорости охлаждения поверхностной и центральной зон слитков и на основании выявленных закономерностей разработать рациональные режимы литья, уменьшающие склонность слитков к образованию горячих и холодных трещин.
В качестве объектов исследования были выбраны два алюминий-литиевых сплава 1421 и 1461. Выбор данных сплавов обусловлен тем, что они относятся к разным системам легирования: Al-Mg-Li (1421) и Al-Cu-Li (1461). Кроме того, в состав того и другого сплавов, как и сплава 1370, входят небольшие добавки циркония и скандия. Поэтому представляло интерес выявление и сравнение закономерностей кристаллизации слитков сплавов 1421 и 1461.
Одной из основных проблем литья слитков из алюминий-литиевых сплавов является устранение брака по горячим и холодным трещинам. Согласно [5] в цилиндрических слитках различают центральные, радиальные,
Наиболее часто в цилиндрических слитках встречаются центральные трещины. Образование центральных и других трещин зависит от соотношения скоростей охлаждения осевой зоны и поверхности слитка [116]. Обычно максимальное значение скорости охлаждения поверхности слитка (Тп=дТп/дт) наблюдается после выхода его из кристаллизатора {h—hKp) в "поясе" непосредственного охлаждения водой, а максимальное значение скорости охлаждения осевой зоны (Т0=дТ0/дт) на уровне дна лунки (h=hc), определяемой по изотерме солидуса.
Центральные трещины возникают [5], как правило, в момент, когда затвердевание слитка заканчивается намного ниже пояса охлаждения его водой (рис.5.2а). В этом случае скорость охлаждения осевой зоны слитка под лункой значительно выше скорости охлаждения поверхностных слоев слитка (рис.5.2а) на том же уровне [95, 116, 117].
Кривые скорости охлаждения поверхности (1) и осевой зоны (2) слитка при различных режимах литья. а - режим, способствующий образованию центральных трещин (К 1); б - радиальных трещин (К 1); в - квазирациональный режим (К 1); г - рациональный режим (К=1). (hKp- высота рабочей части кристаллизатора; hc- глубина лунки по изотерме солидуса). В математической форме этот факт отражается следующим образом: где величину К называют косвенным показателем качества литого металла [93, 116, 117]. Более высокая скорость охлаждения осевой зоны слитка по сравнению с поверхностной создает в этой зоне растягивающие напряжения и предпосылки к возникновению центральных трещин. Указанное неравенство скоростей охлаждения может иметь место от момента полного затвердевания слитка до момента его полного охлаждения, поэтому центральные трещины могут быть как горячими, так и холодными. В результате образования холодных центральных трещин слиток разрушается по диаметральной плоскости. Горячие же трещины зарождаются и развиваются в центральной зоне вдоль оси слитка. При соблюдении равномерности подачи воды по периметру слитка и поступления расплава в кристаллизатор с симметричным подводом жидкого металла к периферии слитка уменьшить склонность сплавов к образованию центральных трещин можно понижением скорости литья или увеличением высоты кристаллизатора (рис.5.2а) [96, 116].
Радиальные трещины в слитке (рис.5.1) распространяются в направлении от периферии к центру при резком охлаждении поверхностного слоя и наличии прочной и пластичной сердцевины слитка. Такие трещины образуются тогда, когда дно лунки находится выше пояса непосредственного охлаждения слитка водой (рис.5.2б). Радиальные трещины возникают только в начальный момент охлаждения слитка водой; при последующем охлаждении они плотно сжимаются и обнаруживаются лишь при внимательном исследовании макроструктуры [5]. Радиальные трещины, как правило, горячие [96]. Как следует из рис.5.26, устранить горячие трещины можно понижением высоты кристаллизатора или повышением скорости литья. В случае режима литья, при котором могут возникать радиальные трещины, показатель качества К 1.
Регулируя скорость литья, высоту кристаллизатора и расход охлаждающей воды можно добиться того, чтобы поверхностные слои слитка охлаждались бы по всему периметру зоны охлаждения несколько быстрее центральных (рис.5.2в), что соответствует К 1. В этом случае в осевой (наименее прочной) зоне слитка всегда будут сжимающие напряжения, исключающие вероятность образования центральных трещин. В поверхностных же слоях будут возникать растягивающие напряжения. Так как эти напряжения будут возникать в пластичных и более прочных поверхностных слоях, то вероятность образования радиальных трещин окажется незначительной. Поэтому режим литья (высота кристаллизатора, скорость литья), при котором выполняется условие К 1 называют, квазирациональным [116, 117]. Из всех квазистационарных режимов можно выделить режим с минимальной высотой кристаллизатора, при которой К=1. Такой режим называют [116] рациональным.
Круговые трещины (рис.5.1) возникают при замедленной скорости охлаждения поверхностных слоев слитка по сравнению с центральными, когда появляется большая разница в скоростях охлаждения поверхностных и центральных слоев, прилегающих к изосолидусу [5]. Различие скоростей охлаждения соседних концентрических слоев слитка приводит к росту сдвиговых напряжений и способствует возникновению трещин между слоями [84]. Указанная ситуация часто имеет место при высоких кристаллизаторах.
При использовании низких кристаллизаторов скорости охлаждения поверхностных и внутренних слоев выравниваются, что способствует устранению круговых трещин. В математической форме условие отсутствия круговых трещин имеет вид: где Т„ -скорость охлаждения поверхностного слоя слитка, Тєс — скорость охлаждения слоя, примыкающего к изосолидусу.
Поперечные трещины (рис.5.1) образуются в слитках малопластичных сложнолегированных сплавов при сравнительно низких температурах. Вероятность возникновения поперечных трещин тем выше, чем больше диаметр слитка. Для поперечных трещин более вероятен, чем для других типов трещин, элемент случайности [5]. Учитывая сравнительно низкие температуры образования поперечных трещин и их форму, напоминающую форму изотерм, можно предположить, что возникновение этих трещин происходит при понижении температуры до 25 (И-3 00С, ниже которой происходит резкое упрочнение и снижение пластичности сплава. Существенное различие в скоростях охлаждения соседних слоев, примыкающих к изотерме упрочнения (300С), приводит к превышению сдвиговыми напряжениями предела прочности и образованию поперечных трещин.
