Obtinerea pieselor turnate din otel fara defecte de suprafata cauzate de interactiunea metal-forma Principalele defecte de suprafata, cauzate de interactiunea dintre otel si forma (miez), sunt urmatoarele: excrescentele metalice, rugozitatea, aderentele, suflurile exogene, incluziunile nemetalice, compozitia si structura metalografica necorespunzatoare a suprafetei peretilor piesei turnate. Defectele de suprafata constituie sursa principala a abaterilor dimensionale si de masa a pieselor turnate. Importanta cunoasterii tendintei de formare a acestor defacte se explica prin aceea ca ele reprezinta frecvent pana la 70% din totalul defectelor, implica consumuri mari de energie pentru indepartarea prin remaniere si prelucrare mecanica (costul acestor operatii fiind adesea mai mare decat cel al piesei turnare). In afara de aceasta, indepartarea aderentelor si excrescentelor metalice in sectorul de curatire al turnatorilor de realizeaza in conditii grele de microclimat. La piesele turnate din otel, in comparatie cu alte aliaje, intervin urmatoarele particularitati, in ceea ce priveste interactiunea metal-forma, si deci apatiria defectelor de suprafata: - Temperature de turnare rificate (1500…1650 o C); - Prezenta oxigenului dizolvat in aliaj; - Prezenta unor oxizi nedizolvati in otel; - Tendinta mare de oxidare a unor elemente din aliere; - Presiune metalostatica mare (in general dimensiuni si mase mari ale pieselor turnate, durate mai mari de solidificare a aliajului); - Viteze mari de turnare (inaltimi mari ale jetului de aliaj in cazul folosirii oalelor cu orificiu); Instabilitatea proprietatilor fizico-mecanice si chimice ale peretilor formei la temperaturile de turnare a
Transcript
Obtinerea pieselor turnate din otel fara defecte de suprafata cauzate de interactiunea metal-forma
Principalele defecte de suprafata cauzate de interactiunea dintre otel si forma (miez) sunt urmatoarele excrescentele metalice rugozitatea aderentele suflurile exogene incluziunile nemetalice compozitia si structura metalografica necorespunzatoare a suprafetei peretilor piesei turnate
Defectele de suprafata constituie sursa principala a abaterilor dimensionale si de masa a pieselor turnate
Importanta cunoasterii tendintei de formare a acestor defacte se explica prin aceea ca ele reprezinta frecvent pana la 70 din totalul defectelor implica consumuri mari de energie pentru indepartarea prin remaniere si prelucrare mecanica (costul acestor operatii fiind adesea mai mare decat cel al piesei turnare) In afara de aceasta indepartarea aderentelor si excrescentelor metalice in sectorul de curatire al turnatorilor de realizeaza in conditii grele de microclimat
La piesele turnate din otel in comparatie cu alte aliaje intervin urmatoarele particularitati in ceea ce priveste interactiunea metal-forma si deci apatiria defectelor de suprafata
- Temperature de turnare rificate (1500hellip1650oC)- Prezenta oxigenului dizolvat in aliaj- Prezenta unor oxizi nedizolvati in otel- Tendinta mare de oxidare a unor elemente din aliere- Presiune metalostatica mare (in general dimensiuni si mase mari ale
pieselor turnate durate mai mari de solidificare a aliajului)- Viteze mari de turnare (inaltimi mari ale jetului de aliaj in cazul folosirii
oalelor cu orificiu)Instabilitatea proprietatilor fizico-mecanice si chimice ale peretilor formei la
temperaturile de turnare a otelurilor determina aparitia a 40hellip70 din defectele pieselor
1 Tendinta de formare a excrescentelor metalice
11 Morfologia si mecanismul aparitiei excrescentelor mecanice
Excrescentele metalice reprezinta surplusuri de material la peretii pieselor turnate neprevazute in desenele tehnologice ele apar sub forma de crusta (scoarte plagi) creasta (nervuri solzi) umflaturi si bravuri (fig 1)
Fig 1 tipuri de excrescente metalice la suprafata pieselor turnate din otel a - creste b - cruste c - umflaturi d - bavuri
Dupa cum se stie cauza aparitiei lor o constituie procesele de deformare fisurare si exfoliere a peretilor formei si a miezurilor care vin in contact cu otelul lichid in timpul operatiei de turnare si de raciere inainte de solidificare (in continuare prin notiunea de forme de inteleg si miezurile)
Aceste procese sunt datorate la randul lor de aparitia tensiunilor interne in perioada de incalzire la turnare a formelor si a miezurilor precum si de presiunea exercitata de coloana de otel lichid
La turnarea otelurilor in cavitatea tehnologica a formei prin peretii formei se transmiete o mare cantitate de caldura (caldura fizica de supraincalzire care reprezinta cca 20 din total caldura de cristalizare cca 70 caldura determinata de unele transformari fazice cca 12 din total) corespunzatoare unor fluxuri de pana la 1x104
kcalm2h si unor viteze de pana la 500o CsTensiunile din peretii formei si miezurilor sunt explicate de aparitia campului de
temperatura pe sectiunea peretelui (fig 2) suprafata de contact(Tc) a formelor fiind Tc = (03hellip10)Tt (Tt este temperatura de turnare a otelului)
Ca urmare procesele de dilatare si contractie a componentelor din forme se desfasoata in mod diferit ceea ce determina aparitia tensiunilor (de intindere sau de compreiune)
Fig 2 Variatia temperaturii in peretele formeiTt ndash temperatura de turnare a oteluluiTL ndash temperatura lichidusTS ndash temperatura solidus
12 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii formei La obtinerea pieselor din otel se folosesc cu precadere urmatoarele tipuri de forme
- forme crude si uscate din amestecuri cu argila si bentonita- forme din amestecuri de rasini silicat de sodiu metalofosfati- forme cruste (ceramice) cu silicat de etil
Componenta refractara poate fi nisipul cuartos (SiO2) cel de zirconiu (ZrO2 ZrSiO4) cromit (FeO-Cr2O3) olivina (Mg2SiO4 + Fe2SiO4) cromomagnezit (MgO-Fe2O3-Al2O3-SiO2) magnezit (MgO) corund (Al2O3) oxid de zirconiu (ZrO2) cuart amorf (SiO2) distensilimanit magnezita
Proprietatile termofizice exprimate prin coeficientul de acumulare a caldurii (bf) sunt foarte diferite (bf este cuprins intre 1260 si 2240 Ws12m2oC) ceea ce determina valori diferite ale temperaturii si duratei de contact la interfata otel lichid-forma (tabelul1)
Cu cat durata de contact intre otelul lichid si forma este mai mare cu atat si temperatura de contact Tc va fi mai ridicata si deci schimbarile structurale din amestecuri vor fi mai pronuntate
In prezenta liantilor formele poseda valori mai ridicate ale coeficientului b f iar in cazul prezentei materialelor termoizolante valori mai scazute (tabelul 2)
Tab 1 Influenta coeficientului de acumulare a caldurii (bf) asupra duratei de contact a otelului lichid cu peretele fomei
Tipul nisipului bf
Ws12m2oCDurata de contact (in secunde ) pentru
grosime (in mm) ale peretilor piesei de50 150 300 600
Tab 2 Valorile coeficientului de acumulare a caldurii bf pentru unele amestecuri de formare
Tipul amestecului bf Ws12m2oC(pentru 201550oC)
Nisip cuartos 14001750Idem+20pulbere de azbest 8401050Idem +30 marsalita 21002450Nisip de cromomagnezita + silicat de sodiu 6 35003850Nisip de zirconiu + silicat de sodiu 6 26603500Nisip cuartos + silicat de sodiu 6 2070Nisip cuartos + silicat de sodiu 6 + faina de lemn 2 11701585
La incalzire nisipul cuartos prezinta transformari structurale insotite de importante cresteri de volum
tridimit cristobalit
O importanta deosebita pentru forme o are trasformarea α SiO2 in β SiO2 la 575oC Asadar nisipul cuartos prezinta valori ridicate ale coeficientului de dilatare (α
peste 25010-7oC) Celelalte tipuri de nisip poseda valori mult mai scazute (astfel MgO-α=14010-7oC ZrO2-α=11010-7oC cuartul amorf topit α= 5410-7oC) vezi fig 3
Fig 3 Curbele de dilatare ale granulelor de diferite nisipuri refractare 1- cuartit 2 ndash olivina 3- cromit 4 ndash zircon 5 ndash cuart amorf
Impuritatile nisipurilor cuartoase (oxizi de Fe Mn Si Ni P Co feldspati etc) favorizeaza transformarea cuartului in cristobalit la una si aceeasi temperatura de incalzire a formei O influenta similara o aare prezenta bentonitei argilei si a adaosurilor carbonice Impuritatile se gasesc in nisip sub forma de particule cu dimensiunile de sub 100μm In consecinta la turnarea otelurilor in cavitatea tehnologica a formelor de baza de nisip cuartos se desfasoara practic toate transformarile fazice ale cuartului insotite de mari cresteri de volum
Formele cu lianti anorganici naturali (argila si bentonita) avand la baza caolinitului (Al2O32SiO22H2O) sau montorilonitului sunt folosite pe scara larga la producerea pieselor turnate din otel Formele pot fi neuscate (crude) sau uscate
Tensiunile in formele crude din amestecuri pe baza de nisip cuartos si argile (bentonite) sunt provocate la incalzirea lor de urmatoarele procese
- dilatarea granulelor de cuart- contractia datorita deshidratarii peliculelor de liant (argila bentonita)
indicata de curbele termice (fig 4) peliculele de liant au grosimi pana la 10 μm
- samotizarea (coalitizarea) peliculelor de liant de exemplu in cazul argilei au loc la incalzire transformarile
Asadar la temperaturi ridicate ale peretilor formelor (de peste 1250oC) argila se transforma treptat in silimonit mullit cuart liber si alumina ceea ce reprezinta procesul de samotizare insotit de micsorarea valorii densitatii peliculei la refolosirea argilei la mai mult cicluri de fabricatie (fig 5a) evaporarea apei din straturile superficiale ale formei si condensarea in zone mai indepartate deci formarea zonei de condensare (fig 5 bc)
Fig 5 Variatia densitatii peliculei de argila la diferite cicluri de refolosire si a continutului de umiditate in formele crude a ndash densitatea peliculei de argila b - zona de condensatie datorita
umiditatii formei c - zona de condensatie datorita vopselei
La folosirea repetata a amestecurilor cu argila pe peliculele samotizate de argila se depun noi straturi proces care se numeste colitizare
Ca urmare la turnarea otelului in cavitatea tehnologica a formelor crude au loc doua procese disticte dilatarea granulelor de nisip cuartos si contractia argilei si
bentonitei (fig 6 a b) procese care conduc la aparitia tensiunilor maxime la temperaturi de 575oC (formarea cuartului α) si 1250-1450 oC (formarea cristobalitei α) (fig 6 c)
Fig 6 Procesul de dilatare si contractie inregistrate la amestecurile pe baza de nisip cuartos si aparitia virfurilor de tensiune maxima 1 ndash nisip cuartos 2 - argila 3 ndash forme cu amestecuri din argila ( rezultanta) 4 ndash forma din amestec cu rasina
La suprafata formelor (mai ales la semiformele superioare) si ale miezurilor apar astfel de tensiuni de intindere (σ) iar in conditiile in care σ gt σ t (σt ndash rezistenta la intindere la temperaturi ridicare de peste 1250oC ale formei) apar fisuri si exfolieri in cavitatile carora penetreaza otelul lichid si in acest mod apar surplusurile metalice de tip creasta (penetrarea in fisura) si crusta (penetrarea in alveolele provocate de exfolieri)
Asadar factorii principali de influenta asupra excrescentelor (TFE) metalice sunt ( in sensul cresterii valorii lor) (tabelul 3)
Tabelul 3 Influenta principalilor factori tehnologici privind natura formei asupra tendintei de formare a excrescentelor (TFE) metaliceFactori tehnologici
α d u tc Rt ε1
TFE + - + + - +
- coeficientul de acumulare a caldurii (bf) micsoreaza TFE intrucat se reduce temperatura de contact si gradientul de temperatura pe sectiunea peretelui formei creste stabilitatea termica a formei deci durata de contact a otelului lichid cu
forma este mai mica decat durata de stabilitate termica a formei solicitata termic si mecanic gradul de rotunjire a granulelor de nisip mareste TFE deoarece se micsoreaza volumul de pori din forma
- coeficientul de dilatare a granulelor de nisip α mareste TFE - contractia ε1 a peliculelor de liant (mareste TFE)- dimensiunile (d) granulelor de nisip (micsoreaza TFE) ca urmare a volumului
mai mare de pori si deci a posibilitatii de micsorarea a valorii tensiunilor prin redistribuirea si deplasarea granulelor
- umiditatea (u) a peretilor formei in zona de condensatie (mareste TFE) ca urmare a micsorarii rezistentei la compresiune a peretelui formei σc de asemenea uscarea formelor (micsoreaza TFE)
- temperatura (tc) de contact (mareste TFE) ca urmare a intensificarii proceselor de temperatura structurala a componentelor amestecului si a cresterii gradientului de temperatura in peretele formei
- rezistenta (Rt) (micsoreaza TFE)- adaosurile organice ca de exemplu substantele carbonice in proportie de 2-8
faina de lemn (micsoreaza TFE deoarece prin arderea lor determina cresterea volumului de pori)
- gradul de indesare a amestecului de formare (mareste TFE datorita micsorarii volumului de pori acest fapt se constata mai ales in cazul formelor obtinute din amestecuri indesate la preiuni ridicare)
- adaosurile de oxid de fier in proportie de 2-4 (micsoreaza TFE datorita formarii fazei lichide din sistemul FeOSiO2 care dupa solidificare creaza un schelet rigid in jurul granulelor de nisip si deci mareste rezistenta la cald (Rt)
- cantitatea de liant (micsoreaza TFE datorita cresterii rezistentei la rupere adeziva si coeziva si deci a rezistentei la temperatura (Rt)Formele din sistemul cuartos-argila (bentonita) la inceput se dilata spre interiorul
cavitatii deformare pozitiva dimensiunilor acestora se micsoreaza pentru ca dupa un oarecare timp sensul deformarii sa se schimbe in sensul cresterii dimensiunilor cavitatii (deformare negativa) (fig 7 ab)
Deformarea si deci dimensiunile umflaturilor la suprafata pieselor sunt cu atat de pronuntate cu cat temperatura de contact (la interfata) umiditatea in amestec si presiunea metalostatica sunt mai mari (fig 7)
Fig 7 Deformarea peretilor formei crude ( a ) si uscate ( b ) in cazul turnarii otelului cu 03 C
Formele cu lianti organici sintetici si naturali pot fi impartite in trei clase in functie de natura liantilor
- clasa 1 heteroatomice (O N) si cu lanturi carbonice saturate (de exemplu dextrina lesia sulfitica rasini ureo-aldehidice polivinilacetatul polivinilbutirolul etc) caracterizate printr-o stabilitate termica scazuta (tabelul 4)
- Clasa 2 ndash cu lanturi carbonice nesaturate si cu proces de polimerizare cu structura carbonului tridimensionala caracterizate rin rezistenta termica mare (de exemplu uleiul de in bachelita rsaini furanice tabelul 4) cu temperatura de inceput de distrugere la 642-600oC
- Clasa 3 ndash combinatii organo-metalice ale Si Ti Zr (de exemplu silicatul de etil tabelul 4) care prezinta o rezistenta termica ridicata
La incalzire liantii din clasa 1 de descompun prin volatilizare la temperaturi de 200-300oC procese insotite de cresterea de temperatura si pierderea greutatii (vezi curbele de variatie a temperaturii si greutatii din fig 8 cdf)
Pierderea de greutate poate ajunge pana la 90 Varfurile endoterme constatate la lianti rasini uleo-aldehinice si polivinilacetat se explica prin degajarea amoniacului si a vaporilor de apa (in primul caz) si a volatilizarii grupelor acetilenice (in cazul al doilea) Cea mai mare parte din produsele carbunoase poseda o structura poroasa si se oxideaza repede la incalzirea ulterioara a liantului
Liantii din clasa 2 la incalzire formeaza structuri ndashC-C noi tridimensionale ceea ce se reflecta pe curbele termice prin efecte exotermice la temperaturi de 200-400 oC (fig 8 abc)
Cu cresterea temperaturii se formeaza compusi carbonici cu rendinta mare de oxidare (in cantitate de 50 din cea de liant) care se depun pe suprafata granulelor de cuart si in porii formei
Liantii din clasa 3 prezinta un proces de descompunere termica a radicalilor organici in intervalul de temperatura 300-500oC asigurand insa la temperaturi ridicate un liant de tip gel (structura oxidica) cu rezistenta termica ridicata
Schema proceselor de descompunere a liantilor organici din clasa 1 si 2 este urmatoarea
Fig 8 Variatia temperaturii si greutatii inregistrate la incalzirea unor lianti organici a ndashrasina furanica b ndash rasina formaldehidica ( bachelita pulbere) c ndash rasina d ndash nitrolac e ndash rasina ureo- formaldehidica f ndash polivinilacetat
Lianti organici-polimeri
Ruperea legaturilor intermoleculare
Formarea radicalilor cu multe molecule
(nevolatile)
Formarea radicalilor cu molecule putine
(volatile)
Polimerixarea radicalilor cu formarea unor legaruri carbonice noi
Deshidratarea cu precipitarea de compusi solizi carbinici
Formarea si degajarea de compusi volatili in zona de incalzire
Tabelul 4 Clasificarea si structura liantilor organici Clasa in functie de legatura structurala
Grupa in functie de narura chimica
Caracte-ristica structurii
Liantul tipic si compozitia lui
Tempera-tura medie de disociereTmed oC
Degajarea de substante organice (de greut)
Produsele dupa disocierea completala 1100oC
Tendinta de degajare a gazelor
Gaz m g-atomg
Carbon n g-atomg
Volum (la 1400oC) Vcm3g
Viteza relativa W=VTmed
1 p
olim
eri
hete
roat
omic
i cu
lant
uri
carb
onic
e sa
tura
te
Polizaharide (amidon dextrina melasa)
C6H10O4 Dextrina C-431H-59O-51
270
lt5
0062 0004 8500 315
Melasa C-42 H-64 O-516
270 0064 0003 8800 326
Lignosulfati (lesie sulfitica
C9H88O24(OCH3)096
(structura ligninei) grupele heterociclice si aromatice-CHOH-CH2OH-O-CH3
-HSO3
Lesia acoolosulfitica C-415 H-53 O-472 S- 6
380 lt30 0056 0005 7700 202
Rasini naturale (colofoniu selac etc)
C19H29COOH Colofoniu C-70 H- 10-12 H- 12-15
230-260 vaporizare
5-8 0060 0048 8200 350
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 1 tipuri de excrescente metalice la suprafata pieselor turnate din otel a - creste b - cruste c - umflaturi d - bavuri
Dupa cum se stie cauza aparitiei lor o constituie procesele de deformare fisurare si exfoliere a peretilor formei si a miezurilor care vin in contact cu otelul lichid in timpul operatiei de turnare si de raciere inainte de solidificare (in continuare prin notiunea de forme de inteleg si miezurile)
Aceste procese sunt datorate la randul lor de aparitia tensiunilor interne in perioada de incalzire la turnare a formelor si a miezurilor precum si de presiunea exercitata de coloana de otel lichid
La turnarea otelurilor in cavitatea tehnologica a formei prin peretii formei se transmiete o mare cantitate de caldura (caldura fizica de supraincalzire care reprezinta cca 20 din total caldura de cristalizare cca 70 caldura determinata de unele transformari fazice cca 12 din total) corespunzatoare unor fluxuri de pana la 1x104
kcalm2h si unor viteze de pana la 500o CsTensiunile din peretii formei si miezurilor sunt explicate de aparitia campului de
temperatura pe sectiunea peretelui (fig 2) suprafata de contact(Tc) a formelor fiind Tc = (03hellip10)Tt (Tt este temperatura de turnare a otelului)
Ca urmare procesele de dilatare si contractie a componentelor din forme se desfasoata in mod diferit ceea ce determina aparitia tensiunilor (de intindere sau de compreiune)
Fig 2 Variatia temperaturii in peretele formeiTt ndash temperatura de turnare a oteluluiTL ndash temperatura lichidusTS ndash temperatura solidus
12 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii formei La obtinerea pieselor din otel se folosesc cu precadere urmatoarele tipuri de forme
- forme crude si uscate din amestecuri cu argila si bentonita- forme din amestecuri de rasini silicat de sodiu metalofosfati- forme cruste (ceramice) cu silicat de etil
Componenta refractara poate fi nisipul cuartos (SiO2) cel de zirconiu (ZrO2 ZrSiO4) cromit (FeO-Cr2O3) olivina (Mg2SiO4 + Fe2SiO4) cromomagnezit (MgO-Fe2O3-Al2O3-SiO2) magnezit (MgO) corund (Al2O3) oxid de zirconiu (ZrO2) cuart amorf (SiO2) distensilimanit magnezita
Proprietatile termofizice exprimate prin coeficientul de acumulare a caldurii (bf) sunt foarte diferite (bf este cuprins intre 1260 si 2240 Ws12m2oC) ceea ce determina valori diferite ale temperaturii si duratei de contact la interfata otel lichid-forma (tabelul1)
Cu cat durata de contact intre otelul lichid si forma este mai mare cu atat si temperatura de contact Tc va fi mai ridicata si deci schimbarile structurale din amestecuri vor fi mai pronuntate
In prezenta liantilor formele poseda valori mai ridicate ale coeficientului b f iar in cazul prezentei materialelor termoizolante valori mai scazute (tabelul 2)
Tab 1 Influenta coeficientului de acumulare a caldurii (bf) asupra duratei de contact a otelului lichid cu peretele fomei
Tipul nisipului bf
Ws12m2oCDurata de contact (in secunde ) pentru
grosime (in mm) ale peretilor piesei de50 150 300 600
Tab 2 Valorile coeficientului de acumulare a caldurii bf pentru unele amestecuri de formare
Tipul amestecului bf Ws12m2oC(pentru 201550oC)
Nisip cuartos 14001750Idem+20pulbere de azbest 8401050Idem +30 marsalita 21002450Nisip de cromomagnezita + silicat de sodiu 6 35003850Nisip de zirconiu + silicat de sodiu 6 26603500Nisip cuartos + silicat de sodiu 6 2070Nisip cuartos + silicat de sodiu 6 + faina de lemn 2 11701585
La incalzire nisipul cuartos prezinta transformari structurale insotite de importante cresteri de volum
tridimit cristobalit
O importanta deosebita pentru forme o are trasformarea α SiO2 in β SiO2 la 575oC Asadar nisipul cuartos prezinta valori ridicate ale coeficientului de dilatare (α
peste 25010-7oC) Celelalte tipuri de nisip poseda valori mult mai scazute (astfel MgO-α=14010-7oC ZrO2-α=11010-7oC cuartul amorf topit α= 5410-7oC) vezi fig 3
Fig 3 Curbele de dilatare ale granulelor de diferite nisipuri refractare 1- cuartit 2 ndash olivina 3- cromit 4 ndash zircon 5 ndash cuart amorf
Impuritatile nisipurilor cuartoase (oxizi de Fe Mn Si Ni P Co feldspati etc) favorizeaza transformarea cuartului in cristobalit la una si aceeasi temperatura de incalzire a formei O influenta similara o aare prezenta bentonitei argilei si a adaosurilor carbonice Impuritatile se gasesc in nisip sub forma de particule cu dimensiunile de sub 100μm In consecinta la turnarea otelurilor in cavitatea tehnologica a formelor de baza de nisip cuartos se desfasoara practic toate transformarile fazice ale cuartului insotite de mari cresteri de volum
Formele cu lianti anorganici naturali (argila si bentonita) avand la baza caolinitului (Al2O32SiO22H2O) sau montorilonitului sunt folosite pe scara larga la producerea pieselor turnate din otel Formele pot fi neuscate (crude) sau uscate
Tensiunile in formele crude din amestecuri pe baza de nisip cuartos si argile (bentonite) sunt provocate la incalzirea lor de urmatoarele procese
- dilatarea granulelor de cuart- contractia datorita deshidratarii peliculelor de liant (argila bentonita)
indicata de curbele termice (fig 4) peliculele de liant au grosimi pana la 10 μm
- samotizarea (coalitizarea) peliculelor de liant de exemplu in cazul argilei au loc la incalzire transformarile
Asadar la temperaturi ridicate ale peretilor formelor (de peste 1250oC) argila se transforma treptat in silimonit mullit cuart liber si alumina ceea ce reprezinta procesul de samotizare insotit de micsorarea valorii densitatii peliculei la refolosirea argilei la mai mult cicluri de fabricatie (fig 5a) evaporarea apei din straturile superficiale ale formei si condensarea in zone mai indepartate deci formarea zonei de condensare (fig 5 bc)
Fig 5 Variatia densitatii peliculei de argila la diferite cicluri de refolosire si a continutului de umiditate in formele crude a ndash densitatea peliculei de argila b - zona de condensatie datorita
umiditatii formei c - zona de condensatie datorita vopselei
La folosirea repetata a amestecurilor cu argila pe peliculele samotizate de argila se depun noi straturi proces care se numeste colitizare
Ca urmare la turnarea otelului in cavitatea tehnologica a formelor crude au loc doua procese disticte dilatarea granulelor de nisip cuartos si contractia argilei si
bentonitei (fig 6 a b) procese care conduc la aparitia tensiunilor maxime la temperaturi de 575oC (formarea cuartului α) si 1250-1450 oC (formarea cristobalitei α) (fig 6 c)
Fig 6 Procesul de dilatare si contractie inregistrate la amestecurile pe baza de nisip cuartos si aparitia virfurilor de tensiune maxima 1 ndash nisip cuartos 2 - argila 3 ndash forme cu amestecuri din argila ( rezultanta) 4 ndash forma din amestec cu rasina
La suprafata formelor (mai ales la semiformele superioare) si ale miezurilor apar astfel de tensiuni de intindere (σ) iar in conditiile in care σ gt σ t (σt ndash rezistenta la intindere la temperaturi ridicare de peste 1250oC ale formei) apar fisuri si exfolieri in cavitatile carora penetreaza otelul lichid si in acest mod apar surplusurile metalice de tip creasta (penetrarea in fisura) si crusta (penetrarea in alveolele provocate de exfolieri)
Asadar factorii principali de influenta asupra excrescentelor (TFE) metalice sunt ( in sensul cresterii valorii lor) (tabelul 3)
Tabelul 3 Influenta principalilor factori tehnologici privind natura formei asupra tendintei de formare a excrescentelor (TFE) metaliceFactori tehnologici
α d u tc Rt ε1
TFE + - + + - +
- coeficientul de acumulare a caldurii (bf) micsoreaza TFE intrucat se reduce temperatura de contact si gradientul de temperatura pe sectiunea peretelui formei creste stabilitatea termica a formei deci durata de contact a otelului lichid cu
forma este mai mica decat durata de stabilitate termica a formei solicitata termic si mecanic gradul de rotunjire a granulelor de nisip mareste TFE deoarece se micsoreaza volumul de pori din forma
- coeficientul de dilatare a granulelor de nisip α mareste TFE - contractia ε1 a peliculelor de liant (mareste TFE)- dimensiunile (d) granulelor de nisip (micsoreaza TFE) ca urmare a volumului
mai mare de pori si deci a posibilitatii de micsorarea a valorii tensiunilor prin redistribuirea si deplasarea granulelor
- umiditatea (u) a peretilor formei in zona de condensatie (mareste TFE) ca urmare a micsorarii rezistentei la compresiune a peretelui formei σc de asemenea uscarea formelor (micsoreaza TFE)
- temperatura (tc) de contact (mareste TFE) ca urmare a intensificarii proceselor de temperatura structurala a componentelor amestecului si a cresterii gradientului de temperatura in peretele formei
- rezistenta (Rt) (micsoreaza TFE)- adaosurile organice ca de exemplu substantele carbonice in proportie de 2-8
faina de lemn (micsoreaza TFE deoarece prin arderea lor determina cresterea volumului de pori)
- gradul de indesare a amestecului de formare (mareste TFE datorita micsorarii volumului de pori acest fapt se constata mai ales in cazul formelor obtinute din amestecuri indesate la preiuni ridicare)
- adaosurile de oxid de fier in proportie de 2-4 (micsoreaza TFE datorita formarii fazei lichide din sistemul FeOSiO2 care dupa solidificare creaza un schelet rigid in jurul granulelor de nisip si deci mareste rezistenta la cald (Rt)
- cantitatea de liant (micsoreaza TFE datorita cresterii rezistentei la rupere adeziva si coeziva si deci a rezistentei la temperatura (Rt)Formele din sistemul cuartos-argila (bentonita) la inceput se dilata spre interiorul
cavitatii deformare pozitiva dimensiunilor acestora se micsoreaza pentru ca dupa un oarecare timp sensul deformarii sa se schimbe in sensul cresterii dimensiunilor cavitatii (deformare negativa) (fig 7 ab)
Deformarea si deci dimensiunile umflaturilor la suprafata pieselor sunt cu atat de pronuntate cu cat temperatura de contact (la interfata) umiditatea in amestec si presiunea metalostatica sunt mai mari (fig 7)
Fig 7 Deformarea peretilor formei crude ( a ) si uscate ( b ) in cazul turnarii otelului cu 03 C
Formele cu lianti organici sintetici si naturali pot fi impartite in trei clase in functie de natura liantilor
- clasa 1 heteroatomice (O N) si cu lanturi carbonice saturate (de exemplu dextrina lesia sulfitica rasini ureo-aldehidice polivinilacetatul polivinilbutirolul etc) caracterizate printr-o stabilitate termica scazuta (tabelul 4)
- Clasa 2 ndash cu lanturi carbonice nesaturate si cu proces de polimerizare cu structura carbonului tridimensionala caracterizate rin rezistenta termica mare (de exemplu uleiul de in bachelita rsaini furanice tabelul 4) cu temperatura de inceput de distrugere la 642-600oC
- Clasa 3 ndash combinatii organo-metalice ale Si Ti Zr (de exemplu silicatul de etil tabelul 4) care prezinta o rezistenta termica ridicata
La incalzire liantii din clasa 1 de descompun prin volatilizare la temperaturi de 200-300oC procese insotite de cresterea de temperatura si pierderea greutatii (vezi curbele de variatie a temperaturii si greutatii din fig 8 cdf)
Pierderea de greutate poate ajunge pana la 90 Varfurile endoterme constatate la lianti rasini uleo-aldehinice si polivinilacetat se explica prin degajarea amoniacului si a vaporilor de apa (in primul caz) si a volatilizarii grupelor acetilenice (in cazul al doilea) Cea mai mare parte din produsele carbunoase poseda o structura poroasa si se oxideaza repede la incalzirea ulterioara a liantului
Liantii din clasa 2 la incalzire formeaza structuri ndashC-C noi tridimensionale ceea ce se reflecta pe curbele termice prin efecte exotermice la temperaturi de 200-400 oC (fig 8 abc)
Cu cresterea temperaturii se formeaza compusi carbonici cu rendinta mare de oxidare (in cantitate de 50 din cea de liant) care se depun pe suprafata granulelor de cuart si in porii formei
Liantii din clasa 3 prezinta un proces de descompunere termica a radicalilor organici in intervalul de temperatura 300-500oC asigurand insa la temperaturi ridicate un liant de tip gel (structura oxidica) cu rezistenta termica ridicata
Schema proceselor de descompunere a liantilor organici din clasa 1 si 2 este urmatoarea
Fig 8 Variatia temperaturii si greutatii inregistrate la incalzirea unor lianti organici a ndashrasina furanica b ndash rasina formaldehidica ( bachelita pulbere) c ndash rasina d ndash nitrolac e ndash rasina ureo- formaldehidica f ndash polivinilacetat
Lianti organici-polimeri
Ruperea legaturilor intermoleculare
Formarea radicalilor cu multe molecule
(nevolatile)
Formarea radicalilor cu molecule putine
(volatile)
Polimerixarea radicalilor cu formarea unor legaruri carbonice noi
Deshidratarea cu precipitarea de compusi solizi carbinici
Formarea si degajarea de compusi volatili in zona de incalzire
Tabelul 4 Clasificarea si structura liantilor organici Clasa in functie de legatura structurala
Grupa in functie de narura chimica
Caracte-ristica structurii
Liantul tipic si compozitia lui
Tempera-tura medie de disociereTmed oC
Degajarea de substante organice (de greut)
Produsele dupa disocierea completala 1100oC
Tendinta de degajare a gazelor
Gaz m g-atomg
Carbon n g-atomg
Volum (la 1400oC) Vcm3g
Viteza relativa W=VTmed
1 p
olim
eri
hete
roat
omic
i cu
lant
uri
carb
onic
e sa
tura
te
Polizaharide (amidon dextrina melasa)
C6H10O4 Dextrina C-431H-59O-51
270
lt5
0062 0004 8500 315
Melasa C-42 H-64 O-516
270 0064 0003 8800 326
Lignosulfati (lesie sulfitica
C9H88O24(OCH3)096
(structura ligninei) grupele heterociclice si aromatice-CHOH-CH2OH-O-CH3
-HSO3
Lesia acoolosulfitica C-415 H-53 O-472 S- 6
380 lt30 0056 0005 7700 202
Rasini naturale (colofoniu selac etc)
C19H29COOH Colofoniu C-70 H- 10-12 H- 12-15
230-260 vaporizare
5-8 0060 0048 8200 350
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
12 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii formei La obtinerea pieselor din otel se folosesc cu precadere urmatoarele tipuri de forme
- forme crude si uscate din amestecuri cu argila si bentonita- forme din amestecuri de rasini silicat de sodiu metalofosfati- forme cruste (ceramice) cu silicat de etil
Componenta refractara poate fi nisipul cuartos (SiO2) cel de zirconiu (ZrO2 ZrSiO4) cromit (FeO-Cr2O3) olivina (Mg2SiO4 + Fe2SiO4) cromomagnezit (MgO-Fe2O3-Al2O3-SiO2) magnezit (MgO) corund (Al2O3) oxid de zirconiu (ZrO2) cuart amorf (SiO2) distensilimanit magnezita
Proprietatile termofizice exprimate prin coeficientul de acumulare a caldurii (bf) sunt foarte diferite (bf este cuprins intre 1260 si 2240 Ws12m2oC) ceea ce determina valori diferite ale temperaturii si duratei de contact la interfata otel lichid-forma (tabelul1)
Cu cat durata de contact intre otelul lichid si forma este mai mare cu atat si temperatura de contact Tc va fi mai ridicata si deci schimbarile structurale din amestecuri vor fi mai pronuntate
In prezenta liantilor formele poseda valori mai ridicate ale coeficientului b f iar in cazul prezentei materialelor termoizolante valori mai scazute (tabelul 2)
Tab 1 Influenta coeficientului de acumulare a caldurii (bf) asupra duratei de contact a otelului lichid cu peretele fomei
Tipul nisipului bf
Ws12m2oCDurata de contact (in secunde ) pentru
grosime (in mm) ale peretilor piesei de50 150 300 600
Tab 2 Valorile coeficientului de acumulare a caldurii bf pentru unele amestecuri de formare
Tipul amestecului bf Ws12m2oC(pentru 201550oC)
Nisip cuartos 14001750Idem+20pulbere de azbest 8401050Idem +30 marsalita 21002450Nisip de cromomagnezita + silicat de sodiu 6 35003850Nisip de zirconiu + silicat de sodiu 6 26603500Nisip cuartos + silicat de sodiu 6 2070Nisip cuartos + silicat de sodiu 6 + faina de lemn 2 11701585
La incalzire nisipul cuartos prezinta transformari structurale insotite de importante cresteri de volum
tridimit cristobalit
O importanta deosebita pentru forme o are trasformarea α SiO2 in β SiO2 la 575oC Asadar nisipul cuartos prezinta valori ridicate ale coeficientului de dilatare (α
peste 25010-7oC) Celelalte tipuri de nisip poseda valori mult mai scazute (astfel MgO-α=14010-7oC ZrO2-α=11010-7oC cuartul amorf topit α= 5410-7oC) vezi fig 3
Fig 3 Curbele de dilatare ale granulelor de diferite nisipuri refractare 1- cuartit 2 ndash olivina 3- cromit 4 ndash zircon 5 ndash cuart amorf
Impuritatile nisipurilor cuartoase (oxizi de Fe Mn Si Ni P Co feldspati etc) favorizeaza transformarea cuartului in cristobalit la una si aceeasi temperatura de incalzire a formei O influenta similara o aare prezenta bentonitei argilei si a adaosurilor carbonice Impuritatile se gasesc in nisip sub forma de particule cu dimensiunile de sub 100μm In consecinta la turnarea otelurilor in cavitatea tehnologica a formelor de baza de nisip cuartos se desfasoara practic toate transformarile fazice ale cuartului insotite de mari cresteri de volum
Formele cu lianti anorganici naturali (argila si bentonita) avand la baza caolinitului (Al2O32SiO22H2O) sau montorilonitului sunt folosite pe scara larga la producerea pieselor turnate din otel Formele pot fi neuscate (crude) sau uscate
Tensiunile in formele crude din amestecuri pe baza de nisip cuartos si argile (bentonite) sunt provocate la incalzirea lor de urmatoarele procese
- dilatarea granulelor de cuart- contractia datorita deshidratarii peliculelor de liant (argila bentonita)
indicata de curbele termice (fig 4) peliculele de liant au grosimi pana la 10 μm
- samotizarea (coalitizarea) peliculelor de liant de exemplu in cazul argilei au loc la incalzire transformarile
Asadar la temperaturi ridicate ale peretilor formelor (de peste 1250oC) argila se transforma treptat in silimonit mullit cuart liber si alumina ceea ce reprezinta procesul de samotizare insotit de micsorarea valorii densitatii peliculei la refolosirea argilei la mai mult cicluri de fabricatie (fig 5a) evaporarea apei din straturile superficiale ale formei si condensarea in zone mai indepartate deci formarea zonei de condensare (fig 5 bc)
Fig 5 Variatia densitatii peliculei de argila la diferite cicluri de refolosire si a continutului de umiditate in formele crude a ndash densitatea peliculei de argila b - zona de condensatie datorita
umiditatii formei c - zona de condensatie datorita vopselei
La folosirea repetata a amestecurilor cu argila pe peliculele samotizate de argila se depun noi straturi proces care se numeste colitizare
Ca urmare la turnarea otelului in cavitatea tehnologica a formelor crude au loc doua procese disticte dilatarea granulelor de nisip cuartos si contractia argilei si
bentonitei (fig 6 a b) procese care conduc la aparitia tensiunilor maxime la temperaturi de 575oC (formarea cuartului α) si 1250-1450 oC (formarea cristobalitei α) (fig 6 c)
Fig 6 Procesul de dilatare si contractie inregistrate la amestecurile pe baza de nisip cuartos si aparitia virfurilor de tensiune maxima 1 ndash nisip cuartos 2 - argila 3 ndash forme cu amestecuri din argila ( rezultanta) 4 ndash forma din amestec cu rasina
La suprafata formelor (mai ales la semiformele superioare) si ale miezurilor apar astfel de tensiuni de intindere (σ) iar in conditiile in care σ gt σ t (σt ndash rezistenta la intindere la temperaturi ridicare de peste 1250oC ale formei) apar fisuri si exfolieri in cavitatile carora penetreaza otelul lichid si in acest mod apar surplusurile metalice de tip creasta (penetrarea in fisura) si crusta (penetrarea in alveolele provocate de exfolieri)
Asadar factorii principali de influenta asupra excrescentelor (TFE) metalice sunt ( in sensul cresterii valorii lor) (tabelul 3)
Tabelul 3 Influenta principalilor factori tehnologici privind natura formei asupra tendintei de formare a excrescentelor (TFE) metaliceFactori tehnologici
α d u tc Rt ε1
TFE + - + + - +
- coeficientul de acumulare a caldurii (bf) micsoreaza TFE intrucat se reduce temperatura de contact si gradientul de temperatura pe sectiunea peretelui formei creste stabilitatea termica a formei deci durata de contact a otelului lichid cu
forma este mai mica decat durata de stabilitate termica a formei solicitata termic si mecanic gradul de rotunjire a granulelor de nisip mareste TFE deoarece se micsoreaza volumul de pori din forma
- coeficientul de dilatare a granulelor de nisip α mareste TFE - contractia ε1 a peliculelor de liant (mareste TFE)- dimensiunile (d) granulelor de nisip (micsoreaza TFE) ca urmare a volumului
mai mare de pori si deci a posibilitatii de micsorarea a valorii tensiunilor prin redistribuirea si deplasarea granulelor
- umiditatea (u) a peretilor formei in zona de condensatie (mareste TFE) ca urmare a micsorarii rezistentei la compresiune a peretelui formei σc de asemenea uscarea formelor (micsoreaza TFE)
- temperatura (tc) de contact (mareste TFE) ca urmare a intensificarii proceselor de temperatura structurala a componentelor amestecului si a cresterii gradientului de temperatura in peretele formei
- rezistenta (Rt) (micsoreaza TFE)- adaosurile organice ca de exemplu substantele carbonice in proportie de 2-8
faina de lemn (micsoreaza TFE deoarece prin arderea lor determina cresterea volumului de pori)
- gradul de indesare a amestecului de formare (mareste TFE datorita micsorarii volumului de pori acest fapt se constata mai ales in cazul formelor obtinute din amestecuri indesate la preiuni ridicare)
- adaosurile de oxid de fier in proportie de 2-4 (micsoreaza TFE datorita formarii fazei lichide din sistemul FeOSiO2 care dupa solidificare creaza un schelet rigid in jurul granulelor de nisip si deci mareste rezistenta la cald (Rt)
- cantitatea de liant (micsoreaza TFE datorita cresterii rezistentei la rupere adeziva si coeziva si deci a rezistentei la temperatura (Rt)Formele din sistemul cuartos-argila (bentonita) la inceput se dilata spre interiorul
cavitatii deformare pozitiva dimensiunilor acestora se micsoreaza pentru ca dupa un oarecare timp sensul deformarii sa se schimbe in sensul cresterii dimensiunilor cavitatii (deformare negativa) (fig 7 ab)
Deformarea si deci dimensiunile umflaturilor la suprafata pieselor sunt cu atat de pronuntate cu cat temperatura de contact (la interfata) umiditatea in amestec si presiunea metalostatica sunt mai mari (fig 7)
Fig 7 Deformarea peretilor formei crude ( a ) si uscate ( b ) in cazul turnarii otelului cu 03 C
Formele cu lianti organici sintetici si naturali pot fi impartite in trei clase in functie de natura liantilor
- clasa 1 heteroatomice (O N) si cu lanturi carbonice saturate (de exemplu dextrina lesia sulfitica rasini ureo-aldehidice polivinilacetatul polivinilbutirolul etc) caracterizate printr-o stabilitate termica scazuta (tabelul 4)
- Clasa 2 ndash cu lanturi carbonice nesaturate si cu proces de polimerizare cu structura carbonului tridimensionala caracterizate rin rezistenta termica mare (de exemplu uleiul de in bachelita rsaini furanice tabelul 4) cu temperatura de inceput de distrugere la 642-600oC
- Clasa 3 ndash combinatii organo-metalice ale Si Ti Zr (de exemplu silicatul de etil tabelul 4) care prezinta o rezistenta termica ridicata
La incalzire liantii din clasa 1 de descompun prin volatilizare la temperaturi de 200-300oC procese insotite de cresterea de temperatura si pierderea greutatii (vezi curbele de variatie a temperaturii si greutatii din fig 8 cdf)
Pierderea de greutate poate ajunge pana la 90 Varfurile endoterme constatate la lianti rasini uleo-aldehinice si polivinilacetat se explica prin degajarea amoniacului si a vaporilor de apa (in primul caz) si a volatilizarii grupelor acetilenice (in cazul al doilea) Cea mai mare parte din produsele carbunoase poseda o structura poroasa si se oxideaza repede la incalzirea ulterioara a liantului
Liantii din clasa 2 la incalzire formeaza structuri ndashC-C noi tridimensionale ceea ce se reflecta pe curbele termice prin efecte exotermice la temperaturi de 200-400 oC (fig 8 abc)
Cu cresterea temperaturii se formeaza compusi carbonici cu rendinta mare de oxidare (in cantitate de 50 din cea de liant) care se depun pe suprafata granulelor de cuart si in porii formei
Liantii din clasa 3 prezinta un proces de descompunere termica a radicalilor organici in intervalul de temperatura 300-500oC asigurand insa la temperaturi ridicate un liant de tip gel (structura oxidica) cu rezistenta termica ridicata
Schema proceselor de descompunere a liantilor organici din clasa 1 si 2 este urmatoarea
Fig 8 Variatia temperaturii si greutatii inregistrate la incalzirea unor lianti organici a ndashrasina furanica b ndash rasina formaldehidica ( bachelita pulbere) c ndash rasina d ndash nitrolac e ndash rasina ureo- formaldehidica f ndash polivinilacetat
Lianti organici-polimeri
Ruperea legaturilor intermoleculare
Formarea radicalilor cu multe molecule
(nevolatile)
Formarea radicalilor cu molecule putine
(volatile)
Polimerixarea radicalilor cu formarea unor legaruri carbonice noi
Deshidratarea cu precipitarea de compusi solizi carbinici
Formarea si degajarea de compusi volatili in zona de incalzire
Tabelul 4 Clasificarea si structura liantilor organici Clasa in functie de legatura structurala
Grupa in functie de narura chimica
Caracte-ristica structurii
Liantul tipic si compozitia lui
Tempera-tura medie de disociereTmed oC
Degajarea de substante organice (de greut)
Produsele dupa disocierea completala 1100oC
Tendinta de degajare a gazelor
Gaz m g-atomg
Carbon n g-atomg
Volum (la 1400oC) Vcm3g
Viteza relativa W=VTmed
1 p
olim
eri
hete
roat
omic
i cu
lant
uri
carb
onic
e sa
tura
te
Polizaharide (amidon dextrina melasa)
C6H10O4 Dextrina C-431H-59O-51
270
lt5
0062 0004 8500 315
Melasa C-42 H-64 O-516
270 0064 0003 8800 326
Lignosulfati (lesie sulfitica
C9H88O24(OCH3)096
(structura ligninei) grupele heterociclice si aromatice-CHOH-CH2OH-O-CH3
-HSO3
Lesia acoolosulfitica C-415 H-53 O-472 S- 6
380 lt30 0056 0005 7700 202
Rasini naturale (colofoniu selac etc)
C19H29COOH Colofoniu C-70 H- 10-12 H- 12-15
230-260 vaporizare
5-8 0060 0048 8200 350
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
La incalzire nisipul cuartos prezinta transformari structurale insotite de importante cresteri de volum
tridimit cristobalit
O importanta deosebita pentru forme o are trasformarea α SiO2 in β SiO2 la 575oC Asadar nisipul cuartos prezinta valori ridicate ale coeficientului de dilatare (α
peste 25010-7oC) Celelalte tipuri de nisip poseda valori mult mai scazute (astfel MgO-α=14010-7oC ZrO2-α=11010-7oC cuartul amorf topit α= 5410-7oC) vezi fig 3
Fig 3 Curbele de dilatare ale granulelor de diferite nisipuri refractare 1- cuartit 2 ndash olivina 3- cromit 4 ndash zircon 5 ndash cuart amorf
Impuritatile nisipurilor cuartoase (oxizi de Fe Mn Si Ni P Co feldspati etc) favorizeaza transformarea cuartului in cristobalit la una si aceeasi temperatura de incalzire a formei O influenta similara o aare prezenta bentonitei argilei si a adaosurilor carbonice Impuritatile se gasesc in nisip sub forma de particule cu dimensiunile de sub 100μm In consecinta la turnarea otelurilor in cavitatea tehnologica a formelor de baza de nisip cuartos se desfasoara practic toate transformarile fazice ale cuartului insotite de mari cresteri de volum
Formele cu lianti anorganici naturali (argila si bentonita) avand la baza caolinitului (Al2O32SiO22H2O) sau montorilonitului sunt folosite pe scara larga la producerea pieselor turnate din otel Formele pot fi neuscate (crude) sau uscate
Tensiunile in formele crude din amestecuri pe baza de nisip cuartos si argile (bentonite) sunt provocate la incalzirea lor de urmatoarele procese
- dilatarea granulelor de cuart- contractia datorita deshidratarii peliculelor de liant (argila bentonita)
indicata de curbele termice (fig 4) peliculele de liant au grosimi pana la 10 μm
- samotizarea (coalitizarea) peliculelor de liant de exemplu in cazul argilei au loc la incalzire transformarile
Asadar la temperaturi ridicate ale peretilor formelor (de peste 1250oC) argila se transforma treptat in silimonit mullit cuart liber si alumina ceea ce reprezinta procesul de samotizare insotit de micsorarea valorii densitatii peliculei la refolosirea argilei la mai mult cicluri de fabricatie (fig 5a) evaporarea apei din straturile superficiale ale formei si condensarea in zone mai indepartate deci formarea zonei de condensare (fig 5 bc)
Fig 5 Variatia densitatii peliculei de argila la diferite cicluri de refolosire si a continutului de umiditate in formele crude a ndash densitatea peliculei de argila b - zona de condensatie datorita
umiditatii formei c - zona de condensatie datorita vopselei
La folosirea repetata a amestecurilor cu argila pe peliculele samotizate de argila se depun noi straturi proces care se numeste colitizare
Ca urmare la turnarea otelului in cavitatea tehnologica a formelor crude au loc doua procese disticte dilatarea granulelor de nisip cuartos si contractia argilei si
bentonitei (fig 6 a b) procese care conduc la aparitia tensiunilor maxime la temperaturi de 575oC (formarea cuartului α) si 1250-1450 oC (formarea cristobalitei α) (fig 6 c)
Fig 6 Procesul de dilatare si contractie inregistrate la amestecurile pe baza de nisip cuartos si aparitia virfurilor de tensiune maxima 1 ndash nisip cuartos 2 - argila 3 ndash forme cu amestecuri din argila ( rezultanta) 4 ndash forma din amestec cu rasina
La suprafata formelor (mai ales la semiformele superioare) si ale miezurilor apar astfel de tensiuni de intindere (σ) iar in conditiile in care σ gt σ t (σt ndash rezistenta la intindere la temperaturi ridicare de peste 1250oC ale formei) apar fisuri si exfolieri in cavitatile carora penetreaza otelul lichid si in acest mod apar surplusurile metalice de tip creasta (penetrarea in fisura) si crusta (penetrarea in alveolele provocate de exfolieri)
Asadar factorii principali de influenta asupra excrescentelor (TFE) metalice sunt ( in sensul cresterii valorii lor) (tabelul 3)
Tabelul 3 Influenta principalilor factori tehnologici privind natura formei asupra tendintei de formare a excrescentelor (TFE) metaliceFactori tehnologici
α d u tc Rt ε1
TFE + - + + - +
- coeficientul de acumulare a caldurii (bf) micsoreaza TFE intrucat se reduce temperatura de contact si gradientul de temperatura pe sectiunea peretelui formei creste stabilitatea termica a formei deci durata de contact a otelului lichid cu
forma este mai mica decat durata de stabilitate termica a formei solicitata termic si mecanic gradul de rotunjire a granulelor de nisip mareste TFE deoarece se micsoreaza volumul de pori din forma
- coeficientul de dilatare a granulelor de nisip α mareste TFE - contractia ε1 a peliculelor de liant (mareste TFE)- dimensiunile (d) granulelor de nisip (micsoreaza TFE) ca urmare a volumului
mai mare de pori si deci a posibilitatii de micsorarea a valorii tensiunilor prin redistribuirea si deplasarea granulelor
- umiditatea (u) a peretilor formei in zona de condensatie (mareste TFE) ca urmare a micsorarii rezistentei la compresiune a peretelui formei σc de asemenea uscarea formelor (micsoreaza TFE)
- temperatura (tc) de contact (mareste TFE) ca urmare a intensificarii proceselor de temperatura structurala a componentelor amestecului si a cresterii gradientului de temperatura in peretele formei
- rezistenta (Rt) (micsoreaza TFE)- adaosurile organice ca de exemplu substantele carbonice in proportie de 2-8
faina de lemn (micsoreaza TFE deoarece prin arderea lor determina cresterea volumului de pori)
- gradul de indesare a amestecului de formare (mareste TFE datorita micsorarii volumului de pori acest fapt se constata mai ales in cazul formelor obtinute din amestecuri indesate la preiuni ridicare)
- adaosurile de oxid de fier in proportie de 2-4 (micsoreaza TFE datorita formarii fazei lichide din sistemul FeOSiO2 care dupa solidificare creaza un schelet rigid in jurul granulelor de nisip si deci mareste rezistenta la cald (Rt)
- cantitatea de liant (micsoreaza TFE datorita cresterii rezistentei la rupere adeziva si coeziva si deci a rezistentei la temperatura (Rt)Formele din sistemul cuartos-argila (bentonita) la inceput se dilata spre interiorul
cavitatii deformare pozitiva dimensiunilor acestora se micsoreaza pentru ca dupa un oarecare timp sensul deformarii sa se schimbe in sensul cresterii dimensiunilor cavitatii (deformare negativa) (fig 7 ab)
Deformarea si deci dimensiunile umflaturilor la suprafata pieselor sunt cu atat de pronuntate cu cat temperatura de contact (la interfata) umiditatea in amestec si presiunea metalostatica sunt mai mari (fig 7)
Fig 7 Deformarea peretilor formei crude ( a ) si uscate ( b ) in cazul turnarii otelului cu 03 C
Formele cu lianti organici sintetici si naturali pot fi impartite in trei clase in functie de natura liantilor
- clasa 1 heteroatomice (O N) si cu lanturi carbonice saturate (de exemplu dextrina lesia sulfitica rasini ureo-aldehidice polivinilacetatul polivinilbutirolul etc) caracterizate printr-o stabilitate termica scazuta (tabelul 4)
- Clasa 2 ndash cu lanturi carbonice nesaturate si cu proces de polimerizare cu structura carbonului tridimensionala caracterizate rin rezistenta termica mare (de exemplu uleiul de in bachelita rsaini furanice tabelul 4) cu temperatura de inceput de distrugere la 642-600oC
- Clasa 3 ndash combinatii organo-metalice ale Si Ti Zr (de exemplu silicatul de etil tabelul 4) care prezinta o rezistenta termica ridicata
La incalzire liantii din clasa 1 de descompun prin volatilizare la temperaturi de 200-300oC procese insotite de cresterea de temperatura si pierderea greutatii (vezi curbele de variatie a temperaturii si greutatii din fig 8 cdf)
Pierderea de greutate poate ajunge pana la 90 Varfurile endoterme constatate la lianti rasini uleo-aldehinice si polivinilacetat se explica prin degajarea amoniacului si a vaporilor de apa (in primul caz) si a volatilizarii grupelor acetilenice (in cazul al doilea) Cea mai mare parte din produsele carbunoase poseda o structura poroasa si se oxideaza repede la incalzirea ulterioara a liantului
Liantii din clasa 2 la incalzire formeaza structuri ndashC-C noi tridimensionale ceea ce se reflecta pe curbele termice prin efecte exotermice la temperaturi de 200-400 oC (fig 8 abc)
Cu cresterea temperaturii se formeaza compusi carbonici cu rendinta mare de oxidare (in cantitate de 50 din cea de liant) care se depun pe suprafata granulelor de cuart si in porii formei
Liantii din clasa 3 prezinta un proces de descompunere termica a radicalilor organici in intervalul de temperatura 300-500oC asigurand insa la temperaturi ridicate un liant de tip gel (structura oxidica) cu rezistenta termica ridicata
Schema proceselor de descompunere a liantilor organici din clasa 1 si 2 este urmatoarea
Fig 8 Variatia temperaturii si greutatii inregistrate la incalzirea unor lianti organici a ndashrasina furanica b ndash rasina formaldehidica ( bachelita pulbere) c ndash rasina d ndash nitrolac e ndash rasina ureo- formaldehidica f ndash polivinilacetat
Lianti organici-polimeri
Ruperea legaturilor intermoleculare
Formarea radicalilor cu multe molecule
(nevolatile)
Formarea radicalilor cu molecule putine
(volatile)
Polimerixarea radicalilor cu formarea unor legaruri carbonice noi
Deshidratarea cu precipitarea de compusi solizi carbinici
Formarea si degajarea de compusi volatili in zona de incalzire
Tabelul 4 Clasificarea si structura liantilor organici Clasa in functie de legatura structurala
Grupa in functie de narura chimica
Caracte-ristica structurii
Liantul tipic si compozitia lui
Tempera-tura medie de disociereTmed oC
Degajarea de substante organice (de greut)
Produsele dupa disocierea completala 1100oC
Tendinta de degajare a gazelor
Gaz m g-atomg
Carbon n g-atomg
Volum (la 1400oC) Vcm3g
Viteza relativa W=VTmed
1 p
olim
eri
hete
roat
omic
i cu
lant
uri
carb
onic
e sa
tura
te
Polizaharide (amidon dextrina melasa)
C6H10O4 Dextrina C-431H-59O-51
270
lt5
0062 0004 8500 315
Melasa C-42 H-64 O-516
270 0064 0003 8800 326
Lignosulfati (lesie sulfitica
C9H88O24(OCH3)096
(structura ligninei) grupele heterociclice si aromatice-CHOH-CH2OH-O-CH3
-HSO3
Lesia acoolosulfitica C-415 H-53 O-472 S- 6
380 lt30 0056 0005 7700 202
Rasini naturale (colofoniu selac etc)
C19H29COOH Colofoniu C-70 H- 10-12 H- 12-15
230-260 vaporizare
5-8 0060 0048 8200 350
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
- dilatarea granulelor de cuart- contractia datorita deshidratarii peliculelor de liant (argila bentonita)
indicata de curbele termice (fig 4) peliculele de liant au grosimi pana la 10 μm
- samotizarea (coalitizarea) peliculelor de liant de exemplu in cazul argilei au loc la incalzire transformarile
Asadar la temperaturi ridicate ale peretilor formelor (de peste 1250oC) argila se transforma treptat in silimonit mullit cuart liber si alumina ceea ce reprezinta procesul de samotizare insotit de micsorarea valorii densitatii peliculei la refolosirea argilei la mai mult cicluri de fabricatie (fig 5a) evaporarea apei din straturile superficiale ale formei si condensarea in zone mai indepartate deci formarea zonei de condensare (fig 5 bc)
Fig 5 Variatia densitatii peliculei de argila la diferite cicluri de refolosire si a continutului de umiditate in formele crude a ndash densitatea peliculei de argila b - zona de condensatie datorita
umiditatii formei c - zona de condensatie datorita vopselei
La folosirea repetata a amestecurilor cu argila pe peliculele samotizate de argila se depun noi straturi proces care se numeste colitizare
Ca urmare la turnarea otelului in cavitatea tehnologica a formelor crude au loc doua procese disticte dilatarea granulelor de nisip cuartos si contractia argilei si
bentonitei (fig 6 a b) procese care conduc la aparitia tensiunilor maxime la temperaturi de 575oC (formarea cuartului α) si 1250-1450 oC (formarea cristobalitei α) (fig 6 c)
Fig 6 Procesul de dilatare si contractie inregistrate la amestecurile pe baza de nisip cuartos si aparitia virfurilor de tensiune maxima 1 ndash nisip cuartos 2 - argila 3 ndash forme cu amestecuri din argila ( rezultanta) 4 ndash forma din amestec cu rasina
La suprafata formelor (mai ales la semiformele superioare) si ale miezurilor apar astfel de tensiuni de intindere (σ) iar in conditiile in care σ gt σ t (σt ndash rezistenta la intindere la temperaturi ridicare de peste 1250oC ale formei) apar fisuri si exfolieri in cavitatile carora penetreaza otelul lichid si in acest mod apar surplusurile metalice de tip creasta (penetrarea in fisura) si crusta (penetrarea in alveolele provocate de exfolieri)
Asadar factorii principali de influenta asupra excrescentelor (TFE) metalice sunt ( in sensul cresterii valorii lor) (tabelul 3)
Tabelul 3 Influenta principalilor factori tehnologici privind natura formei asupra tendintei de formare a excrescentelor (TFE) metaliceFactori tehnologici
α d u tc Rt ε1
TFE + - + + - +
- coeficientul de acumulare a caldurii (bf) micsoreaza TFE intrucat se reduce temperatura de contact si gradientul de temperatura pe sectiunea peretelui formei creste stabilitatea termica a formei deci durata de contact a otelului lichid cu
forma este mai mica decat durata de stabilitate termica a formei solicitata termic si mecanic gradul de rotunjire a granulelor de nisip mareste TFE deoarece se micsoreaza volumul de pori din forma
- coeficientul de dilatare a granulelor de nisip α mareste TFE - contractia ε1 a peliculelor de liant (mareste TFE)- dimensiunile (d) granulelor de nisip (micsoreaza TFE) ca urmare a volumului
mai mare de pori si deci a posibilitatii de micsorarea a valorii tensiunilor prin redistribuirea si deplasarea granulelor
- umiditatea (u) a peretilor formei in zona de condensatie (mareste TFE) ca urmare a micsorarii rezistentei la compresiune a peretelui formei σc de asemenea uscarea formelor (micsoreaza TFE)
- temperatura (tc) de contact (mareste TFE) ca urmare a intensificarii proceselor de temperatura structurala a componentelor amestecului si a cresterii gradientului de temperatura in peretele formei
- rezistenta (Rt) (micsoreaza TFE)- adaosurile organice ca de exemplu substantele carbonice in proportie de 2-8
faina de lemn (micsoreaza TFE deoarece prin arderea lor determina cresterea volumului de pori)
- gradul de indesare a amestecului de formare (mareste TFE datorita micsorarii volumului de pori acest fapt se constata mai ales in cazul formelor obtinute din amestecuri indesate la preiuni ridicare)
- adaosurile de oxid de fier in proportie de 2-4 (micsoreaza TFE datorita formarii fazei lichide din sistemul FeOSiO2 care dupa solidificare creaza un schelet rigid in jurul granulelor de nisip si deci mareste rezistenta la cald (Rt)
- cantitatea de liant (micsoreaza TFE datorita cresterii rezistentei la rupere adeziva si coeziva si deci a rezistentei la temperatura (Rt)Formele din sistemul cuartos-argila (bentonita) la inceput se dilata spre interiorul
cavitatii deformare pozitiva dimensiunilor acestora se micsoreaza pentru ca dupa un oarecare timp sensul deformarii sa se schimbe in sensul cresterii dimensiunilor cavitatii (deformare negativa) (fig 7 ab)
Deformarea si deci dimensiunile umflaturilor la suprafata pieselor sunt cu atat de pronuntate cu cat temperatura de contact (la interfata) umiditatea in amestec si presiunea metalostatica sunt mai mari (fig 7)
Fig 7 Deformarea peretilor formei crude ( a ) si uscate ( b ) in cazul turnarii otelului cu 03 C
Formele cu lianti organici sintetici si naturali pot fi impartite in trei clase in functie de natura liantilor
- clasa 1 heteroatomice (O N) si cu lanturi carbonice saturate (de exemplu dextrina lesia sulfitica rasini ureo-aldehidice polivinilacetatul polivinilbutirolul etc) caracterizate printr-o stabilitate termica scazuta (tabelul 4)
- Clasa 2 ndash cu lanturi carbonice nesaturate si cu proces de polimerizare cu structura carbonului tridimensionala caracterizate rin rezistenta termica mare (de exemplu uleiul de in bachelita rsaini furanice tabelul 4) cu temperatura de inceput de distrugere la 642-600oC
- Clasa 3 ndash combinatii organo-metalice ale Si Ti Zr (de exemplu silicatul de etil tabelul 4) care prezinta o rezistenta termica ridicata
La incalzire liantii din clasa 1 de descompun prin volatilizare la temperaturi de 200-300oC procese insotite de cresterea de temperatura si pierderea greutatii (vezi curbele de variatie a temperaturii si greutatii din fig 8 cdf)
Pierderea de greutate poate ajunge pana la 90 Varfurile endoterme constatate la lianti rasini uleo-aldehinice si polivinilacetat se explica prin degajarea amoniacului si a vaporilor de apa (in primul caz) si a volatilizarii grupelor acetilenice (in cazul al doilea) Cea mai mare parte din produsele carbunoase poseda o structura poroasa si se oxideaza repede la incalzirea ulterioara a liantului
Liantii din clasa 2 la incalzire formeaza structuri ndashC-C noi tridimensionale ceea ce se reflecta pe curbele termice prin efecte exotermice la temperaturi de 200-400 oC (fig 8 abc)
Cu cresterea temperaturii se formeaza compusi carbonici cu rendinta mare de oxidare (in cantitate de 50 din cea de liant) care se depun pe suprafata granulelor de cuart si in porii formei
Liantii din clasa 3 prezinta un proces de descompunere termica a radicalilor organici in intervalul de temperatura 300-500oC asigurand insa la temperaturi ridicate un liant de tip gel (structura oxidica) cu rezistenta termica ridicata
Schema proceselor de descompunere a liantilor organici din clasa 1 si 2 este urmatoarea
Fig 8 Variatia temperaturii si greutatii inregistrate la incalzirea unor lianti organici a ndashrasina furanica b ndash rasina formaldehidica ( bachelita pulbere) c ndash rasina d ndash nitrolac e ndash rasina ureo- formaldehidica f ndash polivinilacetat
Lianti organici-polimeri
Ruperea legaturilor intermoleculare
Formarea radicalilor cu multe molecule
(nevolatile)
Formarea radicalilor cu molecule putine
(volatile)
Polimerixarea radicalilor cu formarea unor legaruri carbonice noi
Deshidratarea cu precipitarea de compusi solizi carbinici
Formarea si degajarea de compusi volatili in zona de incalzire
Tabelul 4 Clasificarea si structura liantilor organici Clasa in functie de legatura structurala
Grupa in functie de narura chimica
Caracte-ristica structurii
Liantul tipic si compozitia lui
Tempera-tura medie de disociereTmed oC
Degajarea de substante organice (de greut)
Produsele dupa disocierea completala 1100oC
Tendinta de degajare a gazelor
Gaz m g-atomg
Carbon n g-atomg
Volum (la 1400oC) Vcm3g
Viteza relativa W=VTmed
1 p
olim
eri
hete
roat
omic
i cu
lant
uri
carb
onic
e sa
tura
te
Polizaharide (amidon dextrina melasa)
C6H10O4 Dextrina C-431H-59O-51
270
lt5
0062 0004 8500 315
Melasa C-42 H-64 O-516
270 0064 0003 8800 326
Lignosulfati (lesie sulfitica
C9H88O24(OCH3)096
(structura ligninei) grupele heterociclice si aromatice-CHOH-CH2OH-O-CH3
-HSO3
Lesia acoolosulfitica C-415 H-53 O-472 S- 6
380 lt30 0056 0005 7700 202
Rasini naturale (colofoniu selac etc)
C19H29COOH Colofoniu C-70 H- 10-12 H- 12-15
230-260 vaporizare
5-8 0060 0048 8200 350
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 5 Variatia densitatii peliculei de argila la diferite cicluri de refolosire si a continutului de umiditate in formele crude a ndash densitatea peliculei de argila b - zona de condensatie datorita
umiditatii formei c - zona de condensatie datorita vopselei
La folosirea repetata a amestecurilor cu argila pe peliculele samotizate de argila se depun noi straturi proces care se numeste colitizare
Ca urmare la turnarea otelului in cavitatea tehnologica a formelor crude au loc doua procese disticte dilatarea granulelor de nisip cuartos si contractia argilei si
bentonitei (fig 6 a b) procese care conduc la aparitia tensiunilor maxime la temperaturi de 575oC (formarea cuartului α) si 1250-1450 oC (formarea cristobalitei α) (fig 6 c)
Fig 6 Procesul de dilatare si contractie inregistrate la amestecurile pe baza de nisip cuartos si aparitia virfurilor de tensiune maxima 1 ndash nisip cuartos 2 - argila 3 ndash forme cu amestecuri din argila ( rezultanta) 4 ndash forma din amestec cu rasina
La suprafata formelor (mai ales la semiformele superioare) si ale miezurilor apar astfel de tensiuni de intindere (σ) iar in conditiile in care σ gt σ t (σt ndash rezistenta la intindere la temperaturi ridicare de peste 1250oC ale formei) apar fisuri si exfolieri in cavitatile carora penetreaza otelul lichid si in acest mod apar surplusurile metalice de tip creasta (penetrarea in fisura) si crusta (penetrarea in alveolele provocate de exfolieri)
Asadar factorii principali de influenta asupra excrescentelor (TFE) metalice sunt ( in sensul cresterii valorii lor) (tabelul 3)
Tabelul 3 Influenta principalilor factori tehnologici privind natura formei asupra tendintei de formare a excrescentelor (TFE) metaliceFactori tehnologici
α d u tc Rt ε1
TFE + - + + - +
- coeficientul de acumulare a caldurii (bf) micsoreaza TFE intrucat se reduce temperatura de contact si gradientul de temperatura pe sectiunea peretelui formei creste stabilitatea termica a formei deci durata de contact a otelului lichid cu
forma este mai mica decat durata de stabilitate termica a formei solicitata termic si mecanic gradul de rotunjire a granulelor de nisip mareste TFE deoarece se micsoreaza volumul de pori din forma
- coeficientul de dilatare a granulelor de nisip α mareste TFE - contractia ε1 a peliculelor de liant (mareste TFE)- dimensiunile (d) granulelor de nisip (micsoreaza TFE) ca urmare a volumului
mai mare de pori si deci a posibilitatii de micsorarea a valorii tensiunilor prin redistribuirea si deplasarea granulelor
- umiditatea (u) a peretilor formei in zona de condensatie (mareste TFE) ca urmare a micsorarii rezistentei la compresiune a peretelui formei σc de asemenea uscarea formelor (micsoreaza TFE)
- temperatura (tc) de contact (mareste TFE) ca urmare a intensificarii proceselor de temperatura structurala a componentelor amestecului si a cresterii gradientului de temperatura in peretele formei
- rezistenta (Rt) (micsoreaza TFE)- adaosurile organice ca de exemplu substantele carbonice in proportie de 2-8
faina de lemn (micsoreaza TFE deoarece prin arderea lor determina cresterea volumului de pori)
- gradul de indesare a amestecului de formare (mareste TFE datorita micsorarii volumului de pori acest fapt se constata mai ales in cazul formelor obtinute din amestecuri indesate la preiuni ridicare)
- adaosurile de oxid de fier in proportie de 2-4 (micsoreaza TFE datorita formarii fazei lichide din sistemul FeOSiO2 care dupa solidificare creaza un schelet rigid in jurul granulelor de nisip si deci mareste rezistenta la cald (Rt)
- cantitatea de liant (micsoreaza TFE datorita cresterii rezistentei la rupere adeziva si coeziva si deci a rezistentei la temperatura (Rt)Formele din sistemul cuartos-argila (bentonita) la inceput se dilata spre interiorul
cavitatii deformare pozitiva dimensiunilor acestora se micsoreaza pentru ca dupa un oarecare timp sensul deformarii sa se schimbe in sensul cresterii dimensiunilor cavitatii (deformare negativa) (fig 7 ab)
Deformarea si deci dimensiunile umflaturilor la suprafata pieselor sunt cu atat de pronuntate cu cat temperatura de contact (la interfata) umiditatea in amestec si presiunea metalostatica sunt mai mari (fig 7)
Fig 7 Deformarea peretilor formei crude ( a ) si uscate ( b ) in cazul turnarii otelului cu 03 C
Formele cu lianti organici sintetici si naturali pot fi impartite in trei clase in functie de natura liantilor
- clasa 1 heteroatomice (O N) si cu lanturi carbonice saturate (de exemplu dextrina lesia sulfitica rasini ureo-aldehidice polivinilacetatul polivinilbutirolul etc) caracterizate printr-o stabilitate termica scazuta (tabelul 4)
- Clasa 2 ndash cu lanturi carbonice nesaturate si cu proces de polimerizare cu structura carbonului tridimensionala caracterizate rin rezistenta termica mare (de exemplu uleiul de in bachelita rsaini furanice tabelul 4) cu temperatura de inceput de distrugere la 642-600oC
- Clasa 3 ndash combinatii organo-metalice ale Si Ti Zr (de exemplu silicatul de etil tabelul 4) care prezinta o rezistenta termica ridicata
La incalzire liantii din clasa 1 de descompun prin volatilizare la temperaturi de 200-300oC procese insotite de cresterea de temperatura si pierderea greutatii (vezi curbele de variatie a temperaturii si greutatii din fig 8 cdf)
Pierderea de greutate poate ajunge pana la 90 Varfurile endoterme constatate la lianti rasini uleo-aldehinice si polivinilacetat se explica prin degajarea amoniacului si a vaporilor de apa (in primul caz) si a volatilizarii grupelor acetilenice (in cazul al doilea) Cea mai mare parte din produsele carbunoase poseda o structura poroasa si se oxideaza repede la incalzirea ulterioara a liantului
Liantii din clasa 2 la incalzire formeaza structuri ndashC-C noi tridimensionale ceea ce se reflecta pe curbele termice prin efecte exotermice la temperaturi de 200-400 oC (fig 8 abc)
Cu cresterea temperaturii se formeaza compusi carbonici cu rendinta mare de oxidare (in cantitate de 50 din cea de liant) care se depun pe suprafata granulelor de cuart si in porii formei
Liantii din clasa 3 prezinta un proces de descompunere termica a radicalilor organici in intervalul de temperatura 300-500oC asigurand insa la temperaturi ridicate un liant de tip gel (structura oxidica) cu rezistenta termica ridicata
Schema proceselor de descompunere a liantilor organici din clasa 1 si 2 este urmatoarea
Fig 8 Variatia temperaturii si greutatii inregistrate la incalzirea unor lianti organici a ndashrasina furanica b ndash rasina formaldehidica ( bachelita pulbere) c ndash rasina d ndash nitrolac e ndash rasina ureo- formaldehidica f ndash polivinilacetat
Lianti organici-polimeri
Ruperea legaturilor intermoleculare
Formarea radicalilor cu multe molecule
(nevolatile)
Formarea radicalilor cu molecule putine
(volatile)
Polimerixarea radicalilor cu formarea unor legaruri carbonice noi
Deshidratarea cu precipitarea de compusi solizi carbinici
Formarea si degajarea de compusi volatili in zona de incalzire
Tabelul 4 Clasificarea si structura liantilor organici Clasa in functie de legatura structurala
Grupa in functie de narura chimica
Caracte-ristica structurii
Liantul tipic si compozitia lui
Tempera-tura medie de disociereTmed oC
Degajarea de substante organice (de greut)
Produsele dupa disocierea completala 1100oC
Tendinta de degajare a gazelor
Gaz m g-atomg
Carbon n g-atomg
Volum (la 1400oC) Vcm3g
Viteza relativa W=VTmed
1 p
olim
eri
hete
roat
omic
i cu
lant
uri
carb
onic
e sa
tura
te
Polizaharide (amidon dextrina melasa)
C6H10O4 Dextrina C-431H-59O-51
270
lt5
0062 0004 8500 315
Melasa C-42 H-64 O-516
270 0064 0003 8800 326
Lignosulfati (lesie sulfitica
C9H88O24(OCH3)096
(structura ligninei) grupele heterociclice si aromatice-CHOH-CH2OH-O-CH3
-HSO3
Lesia acoolosulfitica C-415 H-53 O-472 S- 6
380 lt30 0056 0005 7700 202
Rasini naturale (colofoniu selac etc)
C19H29COOH Colofoniu C-70 H- 10-12 H- 12-15
230-260 vaporizare
5-8 0060 0048 8200 350
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
bentonitei (fig 6 a b) procese care conduc la aparitia tensiunilor maxime la temperaturi de 575oC (formarea cuartului α) si 1250-1450 oC (formarea cristobalitei α) (fig 6 c)
Fig 6 Procesul de dilatare si contractie inregistrate la amestecurile pe baza de nisip cuartos si aparitia virfurilor de tensiune maxima 1 ndash nisip cuartos 2 - argila 3 ndash forme cu amestecuri din argila ( rezultanta) 4 ndash forma din amestec cu rasina
La suprafata formelor (mai ales la semiformele superioare) si ale miezurilor apar astfel de tensiuni de intindere (σ) iar in conditiile in care σ gt σ t (σt ndash rezistenta la intindere la temperaturi ridicare de peste 1250oC ale formei) apar fisuri si exfolieri in cavitatile carora penetreaza otelul lichid si in acest mod apar surplusurile metalice de tip creasta (penetrarea in fisura) si crusta (penetrarea in alveolele provocate de exfolieri)
Asadar factorii principali de influenta asupra excrescentelor (TFE) metalice sunt ( in sensul cresterii valorii lor) (tabelul 3)
Tabelul 3 Influenta principalilor factori tehnologici privind natura formei asupra tendintei de formare a excrescentelor (TFE) metaliceFactori tehnologici
α d u tc Rt ε1
TFE + - + + - +
- coeficientul de acumulare a caldurii (bf) micsoreaza TFE intrucat se reduce temperatura de contact si gradientul de temperatura pe sectiunea peretelui formei creste stabilitatea termica a formei deci durata de contact a otelului lichid cu
forma este mai mica decat durata de stabilitate termica a formei solicitata termic si mecanic gradul de rotunjire a granulelor de nisip mareste TFE deoarece se micsoreaza volumul de pori din forma
- coeficientul de dilatare a granulelor de nisip α mareste TFE - contractia ε1 a peliculelor de liant (mareste TFE)- dimensiunile (d) granulelor de nisip (micsoreaza TFE) ca urmare a volumului
mai mare de pori si deci a posibilitatii de micsorarea a valorii tensiunilor prin redistribuirea si deplasarea granulelor
- umiditatea (u) a peretilor formei in zona de condensatie (mareste TFE) ca urmare a micsorarii rezistentei la compresiune a peretelui formei σc de asemenea uscarea formelor (micsoreaza TFE)
- temperatura (tc) de contact (mareste TFE) ca urmare a intensificarii proceselor de temperatura structurala a componentelor amestecului si a cresterii gradientului de temperatura in peretele formei
- rezistenta (Rt) (micsoreaza TFE)- adaosurile organice ca de exemplu substantele carbonice in proportie de 2-8
faina de lemn (micsoreaza TFE deoarece prin arderea lor determina cresterea volumului de pori)
- gradul de indesare a amestecului de formare (mareste TFE datorita micsorarii volumului de pori acest fapt se constata mai ales in cazul formelor obtinute din amestecuri indesate la preiuni ridicare)
- adaosurile de oxid de fier in proportie de 2-4 (micsoreaza TFE datorita formarii fazei lichide din sistemul FeOSiO2 care dupa solidificare creaza un schelet rigid in jurul granulelor de nisip si deci mareste rezistenta la cald (Rt)
- cantitatea de liant (micsoreaza TFE datorita cresterii rezistentei la rupere adeziva si coeziva si deci a rezistentei la temperatura (Rt)Formele din sistemul cuartos-argila (bentonita) la inceput se dilata spre interiorul
cavitatii deformare pozitiva dimensiunilor acestora se micsoreaza pentru ca dupa un oarecare timp sensul deformarii sa se schimbe in sensul cresterii dimensiunilor cavitatii (deformare negativa) (fig 7 ab)
Deformarea si deci dimensiunile umflaturilor la suprafata pieselor sunt cu atat de pronuntate cu cat temperatura de contact (la interfata) umiditatea in amestec si presiunea metalostatica sunt mai mari (fig 7)
Fig 7 Deformarea peretilor formei crude ( a ) si uscate ( b ) in cazul turnarii otelului cu 03 C
Formele cu lianti organici sintetici si naturali pot fi impartite in trei clase in functie de natura liantilor
- clasa 1 heteroatomice (O N) si cu lanturi carbonice saturate (de exemplu dextrina lesia sulfitica rasini ureo-aldehidice polivinilacetatul polivinilbutirolul etc) caracterizate printr-o stabilitate termica scazuta (tabelul 4)
- Clasa 2 ndash cu lanturi carbonice nesaturate si cu proces de polimerizare cu structura carbonului tridimensionala caracterizate rin rezistenta termica mare (de exemplu uleiul de in bachelita rsaini furanice tabelul 4) cu temperatura de inceput de distrugere la 642-600oC
- Clasa 3 ndash combinatii organo-metalice ale Si Ti Zr (de exemplu silicatul de etil tabelul 4) care prezinta o rezistenta termica ridicata
La incalzire liantii din clasa 1 de descompun prin volatilizare la temperaturi de 200-300oC procese insotite de cresterea de temperatura si pierderea greutatii (vezi curbele de variatie a temperaturii si greutatii din fig 8 cdf)
Pierderea de greutate poate ajunge pana la 90 Varfurile endoterme constatate la lianti rasini uleo-aldehinice si polivinilacetat se explica prin degajarea amoniacului si a vaporilor de apa (in primul caz) si a volatilizarii grupelor acetilenice (in cazul al doilea) Cea mai mare parte din produsele carbunoase poseda o structura poroasa si se oxideaza repede la incalzirea ulterioara a liantului
Liantii din clasa 2 la incalzire formeaza structuri ndashC-C noi tridimensionale ceea ce se reflecta pe curbele termice prin efecte exotermice la temperaturi de 200-400 oC (fig 8 abc)
Cu cresterea temperaturii se formeaza compusi carbonici cu rendinta mare de oxidare (in cantitate de 50 din cea de liant) care se depun pe suprafata granulelor de cuart si in porii formei
Liantii din clasa 3 prezinta un proces de descompunere termica a radicalilor organici in intervalul de temperatura 300-500oC asigurand insa la temperaturi ridicate un liant de tip gel (structura oxidica) cu rezistenta termica ridicata
Schema proceselor de descompunere a liantilor organici din clasa 1 si 2 este urmatoarea
Fig 8 Variatia temperaturii si greutatii inregistrate la incalzirea unor lianti organici a ndashrasina furanica b ndash rasina formaldehidica ( bachelita pulbere) c ndash rasina d ndash nitrolac e ndash rasina ureo- formaldehidica f ndash polivinilacetat
Lianti organici-polimeri
Ruperea legaturilor intermoleculare
Formarea radicalilor cu multe molecule
(nevolatile)
Formarea radicalilor cu molecule putine
(volatile)
Polimerixarea radicalilor cu formarea unor legaruri carbonice noi
Deshidratarea cu precipitarea de compusi solizi carbinici
Formarea si degajarea de compusi volatili in zona de incalzire
Tabelul 4 Clasificarea si structura liantilor organici Clasa in functie de legatura structurala
Grupa in functie de narura chimica
Caracte-ristica structurii
Liantul tipic si compozitia lui
Tempera-tura medie de disociereTmed oC
Degajarea de substante organice (de greut)
Produsele dupa disocierea completala 1100oC
Tendinta de degajare a gazelor
Gaz m g-atomg
Carbon n g-atomg
Volum (la 1400oC) Vcm3g
Viteza relativa W=VTmed
1 p
olim
eri
hete
roat
omic
i cu
lant
uri
carb
onic
e sa
tura
te
Polizaharide (amidon dextrina melasa)
C6H10O4 Dextrina C-431H-59O-51
270
lt5
0062 0004 8500 315
Melasa C-42 H-64 O-516
270 0064 0003 8800 326
Lignosulfati (lesie sulfitica
C9H88O24(OCH3)096
(structura ligninei) grupele heterociclice si aromatice-CHOH-CH2OH-O-CH3
-HSO3
Lesia acoolosulfitica C-415 H-53 O-472 S- 6
380 lt30 0056 0005 7700 202
Rasini naturale (colofoniu selac etc)
C19H29COOH Colofoniu C-70 H- 10-12 H- 12-15
230-260 vaporizare
5-8 0060 0048 8200 350
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
forma este mai mica decat durata de stabilitate termica a formei solicitata termic si mecanic gradul de rotunjire a granulelor de nisip mareste TFE deoarece se micsoreaza volumul de pori din forma
- coeficientul de dilatare a granulelor de nisip α mareste TFE - contractia ε1 a peliculelor de liant (mareste TFE)- dimensiunile (d) granulelor de nisip (micsoreaza TFE) ca urmare a volumului
mai mare de pori si deci a posibilitatii de micsorarea a valorii tensiunilor prin redistribuirea si deplasarea granulelor
- umiditatea (u) a peretilor formei in zona de condensatie (mareste TFE) ca urmare a micsorarii rezistentei la compresiune a peretelui formei σc de asemenea uscarea formelor (micsoreaza TFE)
- temperatura (tc) de contact (mareste TFE) ca urmare a intensificarii proceselor de temperatura structurala a componentelor amestecului si a cresterii gradientului de temperatura in peretele formei
- rezistenta (Rt) (micsoreaza TFE)- adaosurile organice ca de exemplu substantele carbonice in proportie de 2-8
faina de lemn (micsoreaza TFE deoarece prin arderea lor determina cresterea volumului de pori)
- gradul de indesare a amestecului de formare (mareste TFE datorita micsorarii volumului de pori acest fapt se constata mai ales in cazul formelor obtinute din amestecuri indesate la preiuni ridicare)
- adaosurile de oxid de fier in proportie de 2-4 (micsoreaza TFE datorita formarii fazei lichide din sistemul FeOSiO2 care dupa solidificare creaza un schelet rigid in jurul granulelor de nisip si deci mareste rezistenta la cald (Rt)
- cantitatea de liant (micsoreaza TFE datorita cresterii rezistentei la rupere adeziva si coeziva si deci a rezistentei la temperatura (Rt)Formele din sistemul cuartos-argila (bentonita) la inceput se dilata spre interiorul
cavitatii deformare pozitiva dimensiunilor acestora se micsoreaza pentru ca dupa un oarecare timp sensul deformarii sa se schimbe in sensul cresterii dimensiunilor cavitatii (deformare negativa) (fig 7 ab)
Deformarea si deci dimensiunile umflaturilor la suprafata pieselor sunt cu atat de pronuntate cu cat temperatura de contact (la interfata) umiditatea in amestec si presiunea metalostatica sunt mai mari (fig 7)
Fig 7 Deformarea peretilor formei crude ( a ) si uscate ( b ) in cazul turnarii otelului cu 03 C
Formele cu lianti organici sintetici si naturali pot fi impartite in trei clase in functie de natura liantilor
- clasa 1 heteroatomice (O N) si cu lanturi carbonice saturate (de exemplu dextrina lesia sulfitica rasini ureo-aldehidice polivinilacetatul polivinilbutirolul etc) caracterizate printr-o stabilitate termica scazuta (tabelul 4)
- Clasa 2 ndash cu lanturi carbonice nesaturate si cu proces de polimerizare cu structura carbonului tridimensionala caracterizate rin rezistenta termica mare (de exemplu uleiul de in bachelita rsaini furanice tabelul 4) cu temperatura de inceput de distrugere la 642-600oC
- Clasa 3 ndash combinatii organo-metalice ale Si Ti Zr (de exemplu silicatul de etil tabelul 4) care prezinta o rezistenta termica ridicata
La incalzire liantii din clasa 1 de descompun prin volatilizare la temperaturi de 200-300oC procese insotite de cresterea de temperatura si pierderea greutatii (vezi curbele de variatie a temperaturii si greutatii din fig 8 cdf)
Pierderea de greutate poate ajunge pana la 90 Varfurile endoterme constatate la lianti rasini uleo-aldehinice si polivinilacetat se explica prin degajarea amoniacului si a vaporilor de apa (in primul caz) si a volatilizarii grupelor acetilenice (in cazul al doilea) Cea mai mare parte din produsele carbunoase poseda o structura poroasa si se oxideaza repede la incalzirea ulterioara a liantului
Liantii din clasa 2 la incalzire formeaza structuri ndashC-C noi tridimensionale ceea ce se reflecta pe curbele termice prin efecte exotermice la temperaturi de 200-400 oC (fig 8 abc)
Cu cresterea temperaturii se formeaza compusi carbonici cu rendinta mare de oxidare (in cantitate de 50 din cea de liant) care se depun pe suprafata granulelor de cuart si in porii formei
Liantii din clasa 3 prezinta un proces de descompunere termica a radicalilor organici in intervalul de temperatura 300-500oC asigurand insa la temperaturi ridicate un liant de tip gel (structura oxidica) cu rezistenta termica ridicata
Schema proceselor de descompunere a liantilor organici din clasa 1 si 2 este urmatoarea
Fig 8 Variatia temperaturii si greutatii inregistrate la incalzirea unor lianti organici a ndashrasina furanica b ndash rasina formaldehidica ( bachelita pulbere) c ndash rasina d ndash nitrolac e ndash rasina ureo- formaldehidica f ndash polivinilacetat
Lianti organici-polimeri
Ruperea legaturilor intermoleculare
Formarea radicalilor cu multe molecule
(nevolatile)
Formarea radicalilor cu molecule putine
(volatile)
Polimerixarea radicalilor cu formarea unor legaruri carbonice noi
Deshidratarea cu precipitarea de compusi solizi carbinici
Formarea si degajarea de compusi volatili in zona de incalzire
Tabelul 4 Clasificarea si structura liantilor organici Clasa in functie de legatura structurala
Grupa in functie de narura chimica
Caracte-ristica structurii
Liantul tipic si compozitia lui
Tempera-tura medie de disociereTmed oC
Degajarea de substante organice (de greut)
Produsele dupa disocierea completala 1100oC
Tendinta de degajare a gazelor
Gaz m g-atomg
Carbon n g-atomg
Volum (la 1400oC) Vcm3g
Viteza relativa W=VTmed
1 p
olim
eri
hete
roat
omic
i cu
lant
uri
carb
onic
e sa
tura
te
Polizaharide (amidon dextrina melasa)
C6H10O4 Dextrina C-431H-59O-51
270
lt5
0062 0004 8500 315
Melasa C-42 H-64 O-516
270 0064 0003 8800 326
Lignosulfati (lesie sulfitica
C9H88O24(OCH3)096
(structura ligninei) grupele heterociclice si aromatice-CHOH-CH2OH-O-CH3
-HSO3
Lesia acoolosulfitica C-415 H-53 O-472 S- 6
380 lt30 0056 0005 7700 202
Rasini naturale (colofoniu selac etc)
C19H29COOH Colofoniu C-70 H- 10-12 H- 12-15
230-260 vaporizare
5-8 0060 0048 8200 350
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Formele cu lianti organici sintetici si naturali pot fi impartite in trei clase in functie de natura liantilor
- clasa 1 heteroatomice (O N) si cu lanturi carbonice saturate (de exemplu dextrina lesia sulfitica rasini ureo-aldehidice polivinilacetatul polivinilbutirolul etc) caracterizate printr-o stabilitate termica scazuta (tabelul 4)
- Clasa 2 ndash cu lanturi carbonice nesaturate si cu proces de polimerizare cu structura carbonului tridimensionala caracterizate rin rezistenta termica mare (de exemplu uleiul de in bachelita rsaini furanice tabelul 4) cu temperatura de inceput de distrugere la 642-600oC
- Clasa 3 ndash combinatii organo-metalice ale Si Ti Zr (de exemplu silicatul de etil tabelul 4) care prezinta o rezistenta termica ridicata
La incalzire liantii din clasa 1 de descompun prin volatilizare la temperaturi de 200-300oC procese insotite de cresterea de temperatura si pierderea greutatii (vezi curbele de variatie a temperaturii si greutatii din fig 8 cdf)
Pierderea de greutate poate ajunge pana la 90 Varfurile endoterme constatate la lianti rasini uleo-aldehinice si polivinilacetat se explica prin degajarea amoniacului si a vaporilor de apa (in primul caz) si a volatilizarii grupelor acetilenice (in cazul al doilea) Cea mai mare parte din produsele carbunoase poseda o structura poroasa si se oxideaza repede la incalzirea ulterioara a liantului
Liantii din clasa 2 la incalzire formeaza structuri ndashC-C noi tridimensionale ceea ce se reflecta pe curbele termice prin efecte exotermice la temperaturi de 200-400 oC (fig 8 abc)
Cu cresterea temperaturii se formeaza compusi carbonici cu rendinta mare de oxidare (in cantitate de 50 din cea de liant) care se depun pe suprafata granulelor de cuart si in porii formei
Liantii din clasa 3 prezinta un proces de descompunere termica a radicalilor organici in intervalul de temperatura 300-500oC asigurand insa la temperaturi ridicate un liant de tip gel (structura oxidica) cu rezistenta termica ridicata
Schema proceselor de descompunere a liantilor organici din clasa 1 si 2 este urmatoarea
Fig 8 Variatia temperaturii si greutatii inregistrate la incalzirea unor lianti organici a ndashrasina furanica b ndash rasina formaldehidica ( bachelita pulbere) c ndash rasina d ndash nitrolac e ndash rasina ureo- formaldehidica f ndash polivinilacetat
Lianti organici-polimeri
Ruperea legaturilor intermoleculare
Formarea radicalilor cu multe molecule
(nevolatile)
Formarea radicalilor cu molecule putine
(volatile)
Polimerixarea radicalilor cu formarea unor legaruri carbonice noi
Deshidratarea cu precipitarea de compusi solizi carbinici
Formarea si degajarea de compusi volatili in zona de incalzire
Tabelul 4 Clasificarea si structura liantilor organici Clasa in functie de legatura structurala
Grupa in functie de narura chimica
Caracte-ristica structurii
Liantul tipic si compozitia lui
Tempera-tura medie de disociereTmed oC
Degajarea de substante organice (de greut)
Produsele dupa disocierea completala 1100oC
Tendinta de degajare a gazelor
Gaz m g-atomg
Carbon n g-atomg
Volum (la 1400oC) Vcm3g
Viteza relativa W=VTmed
1 p
olim
eri
hete
roat
omic
i cu
lant
uri
carb
onic
e sa
tura
te
Polizaharide (amidon dextrina melasa)
C6H10O4 Dextrina C-431H-59O-51
270
lt5
0062 0004 8500 315
Melasa C-42 H-64 O-516
270 0064 0003 8800 326
Lignosulfati (lesie sulfitica
C9H88O24(OCH3)096
(structura ligninei) grupele heterociclice si aromatice-CHOH-CH2OH-O-CH3
-HSO3
Lesia acoolosulfitica C-415 H-53 O-472 S- 6
380 lt30 0056 0005 7700 202
Rasini naturale (colofoniu selac etc)
C19H29COOH Colofoniu C-70 H- 10-12 H- 12-15
230-260 vaporizare
5-8 0060 0048 8200 350
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 8 Variatia temperaturii si greutatii inregistrate la incalzirea unor lianti organici a ndashrasina furanica b ndash rasina formaldehidica ( bachelita pulbere) c ndash rasina d ndash nitrolac e ndash rasina ureo- formaldehidica f ndash polivinilacetat
Lianti organici-polimeri
Ruperea legaturilor intermoleculare
Formarea radicalilor cu multe molecule
(nevolatile)
Formarea radicalilor cu molecule putine
(volatile)
Polimerixarea radicalilor cu formarea unor legaruri carbonice noi
Deshidratarea cu precipitarea de compusi solizi carbinici
Formarea si degajarea de compusi volatili in zona de incalzire
Tabelul 4 Clasificarea si structura liantilor organici Clasa in functie de legatura structurala
Grupa in functie de narura chimica
Caracte-ristica structurii
Liantul tipic si compozitia lui
Tempera-tura medie de disociereTmed oC
Degajarea de substante organice (de greut)
Produsele dupa disocierea completala 1100oC
Tendinta de degajare a gazelor
Gaz m g-atomg
Carbon n g-atomg
Volum (la 1400oC) Vcm3g
Viteza relativa W=VTmed
1 p
olim
eri
hete
roat
omic
i cu
lant
uri
carb
onic
e sa
tura
te
Polizaharide (amidon dextrina melasa)
C6H10O4 Dextrina C-431H-59O-51
270
lt5
0062 0004 8500 315
Melasa C-42 H-64 O-516
270 0064 0003 8800 326
Lignosulfati (lesie sulfitica
C9H88O24(OCH3)096
(structura ligninei) grupele heterociclice si aromatice-CHOH-CH2OH-O-CH3
-HSO3
Lesia acoolosulfitica C-415 H-53 O-472 S- 6
380 lt30 0056 0005 7700 202
Rasini naturale (colofoniu selac etc)
C19H29COOH Colofoniu C-70 H- 10-12 H- 12-15
230-260 vaporizare
5-8 0060 0048 8200 350
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Tabelul 4 Clasificarea si structura liantilor organici Clasa in functie de legatura structurala
Grupa in functie de narura chimica
Caracte-ristica structurii
Liantul tipic si compozitia lui
Tempera-tura medie de disociereTmed oC
Degajarea de substante organice (de greut)
Produsele dupa disocierea completala 1100oC
Tendinta de degajare a gazelor
Gaz m g-atomg
Carbon n g-atomg
Volum (la 1400oC) Vcm3g
Viteza relativa W=VTmed
1 p
olim
eri
hete
roat
omic
i cu
lant
uri
carb
onic
e sa
tura
te
Polizaharide (amidon dextrina melasa)
C6H10O4 Dextrina C-431H-59O-51
270
lt5
0062 0004 8500 315
Melasa C-42 H-64 O-516
270 0064 0003 8800 326
Lignosulfati (lesie sulfitica
C9H88O24(OCH3)096
(structura ligninei) grupele heterociclice si aromatice-CHOH-CH2OH-O-CH3
-HSO3
Lesia acoolosulfitica C-415 H-53 O-472 S- 6
380 lt30 0056 0005 7700 202
Rasini naturale (colofoniu selac etc)
C19H29COOH Colofoniu C-70 H- 10-12 H- 12-15
230-260 vaporizare
5-8 0060 0048 8200 350
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Rasini uleo-aldehidice (formaldehida)
(-C-N-C-) si (-C-O-C-)
Rasina formaldehidica (MF-17) C-39 H-6 N-30 O-25
300 10-12 0065 0018 7600 252
1 p
olim
eri
het
eroa
tom
ici
si c
u l
antu
ri c
arbo
nice
sa
tura
te
Nitro si metilceluloze
-ONO2 -OCH3 NitrolacC-286H-31O-57N-113
185 1-2 0054 0 7400 400
Acetat de vinil H2C-CH-Nn
|O=C-CH3
Polivinilacetat C-557 H-7O- 373
250 1 0058 0023 7900 318
Complexis polivinilici
(-C-O-C-) si (-C-C-) Polivinilbutiral C-657 H-8 O-263
350 1 0056 0040 7700 220
Polimeri organici (pe baza de alcool polivinilic polistiren etc)
- - 250-350 1-10 - - 8000 300
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
2 p
olim
eri c
u la
ntur
i car
boni
ce p
lane
si t
ridi
men
sion
ale
nesa
tura
te
Gliceride ale acizilor nesaturati
(-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Ulei de in C-67H-8 O- 25
420 lt30 0055 0040 7500 180
Rasini sintetice (-C-O-C-) (-C-C-) si (-C=C-)
Rasina tipicaC-916H-48 O- 25 S+N ndash 11
500 lt60 0026 0074 3600 72
Rasini fenol formaldehidice
(-C-C-) si (-C=C-) Bachelita pulbereC-80 H-6 O- 14
470 lt50 0039 0057 5350 114
Rasini furanice (-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipica FF-SC-73 H-6O- 21
500 lt50 0042 0048 5800 116
FA-SC-71 H-5O- 24
500 lt60 0040 0044 5500 110
Rasini indencumaron
(-C-C-) si (-C=C-) Rasina tipicaC-88H-68 O-50
450 lt30 0037 0065 5100 102
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
3 c
ombi
nati
i org
ano-
met
alic
e Polimeri organici ai silicatului de etil si ai altor substante cu Si Ti Zr
(-O-E(R)2+O-)X
UNDE E= Si Ti ZrR= radicalul alcoolului Peste 600oC liantul prezinta SiO2 TiO2 ZrO2
La organosilicic cu lant siloxamic (-O-Si-O) si radicali aromatici
600 lt80SiO2+C
- - - -
Apa (se da pentru comparatie)
H2O H-111O- 889
100 fierbe - 0055 - 7600 760
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
La temperaturi ridicate ale formei (peste 1100oC cazul turnarii otelului) viteza de carbonizare este mai mare decat accea de degajare a volatilelor (fig 9)
Fig 9 Variatia timpului in care se desfasoara procesele de carbonizare si volatilizare in zona de contact metal-forma in functie de temperatura 1 ndash carbonizare 2 - volatilizare
Rezulta o precipitare intensa de compusi carbonici (carnune lucios) Atomii de H si de N din liant se degaja sub forma moleculara (H2 si N2) iar O si S sub forma de compusi (CO si SO2)
Carbonul lucios se depune sub forma de pelicule pe granulele de cuart are o structura cristalina similar grafitului si poseda o valoare ridicata a densitatii si conductivitatii termice (ρ=19-22 gcm3 λ pana la 70kcalmhgrad fata de ρ=15-16 gcm3 λ=08-2kcalmhgrad pentru carbonul amorf) precum si o rezistenta de 3-5 ori mai mare la oxidare fata de carbonul amorf
Temperatura de descompunere termica cu formare de carbon lucios depinde de natura liantului organic ea este mai mica pentru compusii aromatici nesaturati si cei furanici in comparatie cu substantele alifatice saturate (fig 10)
Asadar procesul de caronizare nu depinde de cantitatea totala de gaze degajate la incalzire ci de continutul compusilor cu structura nesaturata cu precadere aromatica
In conditii de temperaturi ridicate aproape toti liantii degaja carbon lucios in proportie apropiata de cea teoretica (fig 10)
Rezulta ca formele cu rasini poseda o rezistenta termica foarte scazuta in intervalul de temperatura 1200-1600oC Cu toate acestea in cazul folosirii lor la turnarea otelului se constata o tendinta mai mica de formare a excrescentelor la suprafata pieselor turnate Explicatia consta in aceea ca prin descompunerea totala a liantilor organici creste substantial volumul de pori ceea ce determina micsorarea dilatarii (fig 6 a curba 3) si a valorii tensiunilor (fig 6 b curba 2) in comparatie cu foemele din amestec cu argila Ca urmare scade tendinta de fisurare si exfoliere
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 10 Dependenta de formare a carbonului lucios in functie de temperatura suprafetei de contact a formei 1 ndash rasina formaldehidica 2ndash rasina fenolica 3 ndash fenantren 4 ndash rasina inden- cumaron 5 ndash antracen 6 ndash naftalina 7 ndash parafina 8 ndashstearina 9 ndash furfurol
In amestecurile cu rasini se folosesc intaritori de tipul acidului ortofosforic care la temperaturi ridicate conduce la formarea anhidridei fosforice P2O5 care nu se descompune ci joaca rol de liant
Formele realizate din amestecuri pe baza de nisip cuartos si lianti anorganici sintetici (silicat de sodiu ciment metalofosfati) sunt folosite pe scara larga la turnarea otelului
La incalzire in aceste forme au loc urmatoarele procese fizico-chimice mai importante
- dilatatrea granulelor de nisip cuartos- contractia peliculelor de liant datorita deshidratarii si datorita disocierii
carbonatilor rezultati la intarirea cu CO2Curba rezultanta pentru amestecuri este de tipul celei aratate in fig 11Rezulta ca in final amestecurile se contracta similar amestecurilor cu argila insa
intr-o mai mica masuraOdata cu marirea presiunii metalostatice creste dilatarea si viteza de dilatare (fig
11 a si b)Adaosurile de argila micsoreaza dilatareaCa urmare formele pe baza de silicat de sodiu prezinta o mare tendinta de fisurare
si deci de formare a excrescentelor metaliceProcesul de deformare la aceste amestecuri este puternic influentat de
dimensiunile granulelor de nisip rezistenta la deformare scade odara cu micsorarea fractiilor mici (pulberi) (fig 11 c) ceea ce se explica prin cresterea volumului de pori
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
La incalzirea amestecului din cuart amorf si silicat de sodiu (Na2SiO26H2O) in intervalul 20-230oC cristalele de hidrosilicati se topesc
Fig 11 Curbele de dilatare si contractie a amestecurilor cu silicat de sodiu in conditiile incalzirii la diferite temperaturi a ndash deformarea in conditiile aplicarii sarcinilor de 01 Mpa ( curba 1 ) si de 04 Mpa ( curba 2 ) b ndash viteza de deformare la formele neuscate ( curba 3 ) si uscate ( curba 4 ) c ndash dilatarea si contractia amestesurilor pe baza de cromomagnezita la 1350deg C la presiuni de 01 MPA pentru fractii de dimensiuni mari ( curba 5 ) si medii ( curba 6 ) si fractii mici ( curba 7)
Topirea este insotita de deshidratare si expandarea masei datorita careia volumul porilor in pelicule de liant creste de 10-15 ori (vezi efectul endoterm pe curba termodiferentiala la temperatura de 140oC fig 12) In acest interval de temperatura se indeparteaza cca 80 din apa de cristalizare
Fig 12 Curba tremodiferentiala ( a ) si cea de intarire dinamica ( b ) a amestecului de silicat de sodiu si silice amorfa
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
La temperaturi de pana la 400oC procesul de deshidratare se micsoreaza La 400oC pierderea de greutate a probei este de 30 Ca urmare a formarii structurii poroase rezistenta amestecului scade brusc (fig 13)
Fig 13 Variatia rezistentei amestecului de silicat de sodiu in functie de temperatura 1 ndash amestecuri intarite cu CO2 2 ndash amestecuri intarite prin uscare la 200deg C
Celelalte reactii- in intervalul de temperatura 480-550oC aparitia dimetasilicatului de sodiu β ndash
Na2Si2O5 cu structura cristalina proces insotit de contractie si efect exoterm- la temperaturi de 670oC incepe procesul invers de transformare β - Na2Si2O5 rarrα -
Na2Si2O5 cu efect exoterm- in intervalul 750-850oC are loc procesul endoterm de topire a fazei cristaline se
formeaza faza sticloasa si cristalite de α - Na2Si2O5 (fig 14 zona hasurata) ca urmare rezistenta amestecului creste
- la temperaturi de peste 1000oC se micsoreaza vascozitatea topiturii de silicati are loc procesul de absorbtie capilara in porii formei si repartizarea neuniforma a liantului ca urmare rezistenta formei se micsoreaza (fig13)
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 14 Diagrama Na2O - SiO2
Asadar schematic structura peliculei de liant intarita la aer (fara folosirea CO2) consta din Na2SiO3 6H2O +SiO2 amorf
La incalzire au loc transformarile
Posibilitati de marire a rezistentei termice a formelorIn vederea micsorarii tendintei de formare a excrescentelor metalice se impune
reducerea valorilor tensiunilor σ si cresterea rezistentei termice a amestecului R t in conditiile in care σlt Rt formarea excrescentelor este eliminata Principalele masuri sunt urmatoare
- folosirea nisipurilor refractare cu coeficient de dilatare cu valoare mai mica si coeficient mai mare de acumulare a caldurii (de exemplu nisipul de zirconiu cromitul distensilimonitul corindonul etc)
- folosirea in cazul amestecurilor cu argila a activatorilor chimici (de exemplu 5 tripolifosfat de sodiu) a bentonitei activate (in raport cu 11 cu argila) si a argilelor sub forma de suspensie
- cresterea temperaturii de topire a compusilor din sistemul Na2O ndash SiO2 in cazul amestecurilor cu silicat de sodiu prin introducerea adaosurilor de acizi organici (H2SO4 HCl H3PO4) se formeaza astfel saruri Na2SO4 NaCl Na3PO4 cu temperaturi de topire mai ridicate 890-900 oC si repectiv 1340oC fata de 700oC
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
De asemenea acizii favorizeaza transformarea cuartului α in cristobalit la temperaturi mai joase
- eliminarea zonei de condensare in formele crude prin vidarea lor- impregnarea suprafetei active a formelor si miezurilor pe o adancime de 5-
10mm cu vopsele penetrante pe baza de lianti anorganici solutii de silice coloidala solutii de metalofosfati sau de combinatii organo-metalice care conduc la obtinerea de rezistente ridicate la temperaturi ridicate
Astfel de exemplu in cazul impregnarii suprafetelor cu sulfat de aluminiu Al2(SO4)318H2O Al2(SO4)3+18H2O apa se indeparteaza in intervalul de temperatura 250-400oC
Al2(SO4)3 rarr Al2O3 +SO3 (reactia incepe la 708 oC si se sfarseste la 750oC)Efectul impregnarii cu monofosfat de aluminiu Al2(H2PO4)3 se bazeaza pe formare
trialuminofosfatului Al2(PO4)3- folosirea vopselelor refractare pe baza de ZrO2 Al2O3 MgO SiO2 topit grafit
care poseda un raport TsintTtopasymp04 fata de TsintTtop = 025 la SiO2 (Tsint= temperatura de sinterizare Ttop = temperatura de topire)
In cazul folosirii vopselelor poate sa apara o zona de condensare suplimentara fie in timpul arderii alcoolului (de exemplu izopropanolul sau metanolul in vopselele pentru formele cu silicat de sodiu care contin putina apa (fig 137 c) fie in timpul uscarii formelor si miezurilor vopsite
- introducerea in amestecurile de rasina a adaosurilor de Fe2O3 in cantitati de 1-2 care micsoreaza dilatarea (fig 5 c) si maresc temperatura de descompunere a rasinilor (de exemplu la rasinile carbonidofuranice de la 600 la 850oC) explicatia consta in faptul ca particulele de Fe2O3 cu dimensiuni de 1-3μm care se repartizeaza la suprafata granulelor de nisip si prin aceasta intensifica procesele fizico-chimice fata de lianti
Componentele refractare din vopsele MgO Al2O3 ZrO2 grafitul au o temperatura de topire mult mai ridicata decat cuartul in cazul utilizarii talcului (4MgO5SiO2H2O) la temperatura de 950oC (in prezenta impuritatilor ndash 800-810oC isi pierde apa de constitutie (efect endoterm fig 4) devine nestabil insa la 1170-1200oC se transforma in protoenstatit (efect exoterm) care este stabil la temperaturi mai ridicate
Pirofilitul (Al2O34SiO2H2O) la temperaturi de 1000-1150oC se transforma in mullit (3Al2O32SiO2) cu o refractaritate ridicata intocmai ca si in cazul caolinitului (fig4)
Alte solutii de marire a rezistentei termice- sinterizarea sau topirea suprafetei formei (eliminarea porilor)- pulverizarea in porii formei a materialelor refractare care determina la
incalzire sinterizarea suprafetei - acoperirea suprafetei formei cu tesatura refractara- acoperirea suprafetei formei cu metal (metalizarea)- armarea suprafetei formei (cu cuie plasa refractara etc)- folosirea liantilor cu temperatura ridicata de distributie (de exemplu rasinile cu
structura ciclica fosfatii si sulfatii care datorita policondensarii si polimerizarii la incalzire formeaza o structura rezistenta)
Ca exemplu poate fi dat de asemenea silicatul de etil a carui rezistenta termica poate fi explicata prin formarea scheletului din sistemul Si-O
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Piesele turnate din otel in forme cu rasini prezinta adesea defecte de suprafata sub forma de cute Acest defect se formeaza mai ales in cazul formelor coji (cu novolac) ca urmare a deformarilor peretilor formei cauzate de dilatarea granulelor de cuart care nu este compensata ca in cazul silicatului de sodiu
Pentru eliminarea defectului in amestec se introduce 2-5 argila caolinitica in care caz insa trebuie marit si continutul de rasina
b) Influenta naturii otelului Tendinta de formare a excrescentelor este influentata de
tl ndash temperatura lichidus si deci temperatura de turnare proprietatile termofizice caldura specifica conductivitate termica coeficient de acumulare a caldurii intervalul de solidificare si tendinta de oxidare
Din punct de vedere al interactiunii metal-forma otelurile utilizate in turnatorii pot fi impartite in urmatoarele grupe oteluri carbon salb si mediu aliate oteluri inalt aliate cu Cr Ni W si oteluri inalt aliate cu mangan
Temperaturile solidus si lichidus intervalele de solidificare precum si temperaturile de turnare ale unor oteluri de turnatorie sunt date in tabelele 5 si 6 Rezulta ca temperaturile de turnare (Tt) variaza intre 1470-1620oC iar intervalul de cristalizare (Δtk) ndash intre 45 si 150oC
Tabelul 5 Compozitia chimica si intervalul de cristalizare pentru otelurile slab si mediu aliateContinutul elementelor ts t1 tk
Tabelul 6 Intervalul de solidififcare si temperaturile de turnare ale otelurilor inalt aliateMarca otelului tl ts Δtk tt
oCCr 15 Ni 25V5Ti Al2 1380 1270 110 1600-162020Cr 25 Ni 20Si2 1390 1340 50 1600-1620110 Mn 13 1370 1220 150 1470-14900 Cr 12Ni Cu 1480 1430 80 1580-1600
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
As Cr 18Ni9Ti 1450 1370 80 1580-1600
Influenta naturii otelului consta in urmatoarele (tab 7)- marirea temperaturii de turnare determina cresterea temperaturii de contact (tc)
asa cum rezulta din fig 15 (mareste TFE)Temperatura de contact este influentata de temperatura de turnare astfel
- marirea intervalului de solidificare determina micsorarea tc (fig 15) deci micsoreaza TFE ceea ce se explica prin micsorarea duratei de contact intre otelul lichid si forma cresterea coeficientului de cedare a caldurii bm mareste TFE
Tabelul 7 Influenta naturii aliajelor asupra TFEFactor tt tk bm ρ TO l θ σ FTFE + - + + - + - - +
- cresterea valorii bm determina marirea tc si intensificarea TFE- marirea valorii caldurii latente de cristalizare (L) determina cresterea tc si deci
a TFE- marirea densitatii determina cresterea preiunii metalostatice si deci a TFE- marirea unghiului de umectare (θ) si a tensiunii superficiale (σ) determina
micsorarea procesului de penetrare a otelului lichid in porii formei si deci reducerea TFE
Fig 15 Dependenta temperaturii suprafetei formei in functie de temperatura de turnare si intervalul de solidificare a otelurilor ( Δtk degC ) 1 ndash 20 2 ndash 50 3 ndash 100 bf = 1540 Ws12 m2 degC
- marirea tendintei de oxidare (To) a otelurilor in timpul curgerii in cavitatea tehnologica a formelor determina micsorarea cantitatii de caldura transmisa prin radiatie si deci TFE (cazul otelurilor aliate cu Ti Al Cr)
- cresterea fluiditatii (F) a otelurilor intesifica procesul de penetrare a lor in porii formei si deci TFE (cazul otelurilor inalt aliate cu mangan)
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare (tab 8) se realizeaza prin urmatorii factori (in sensul cresterii valorilor acestora)
Tabelul 8 Influenta factorilor tehnologici privind geometria piesei si conditiile de turnare asupra tendintei de formare a excrescentelor metalice (TFE)
Factor R (Rech) α H LR dp VT
TFE + - + + + +
- grosimea peretilor piesei (R) sau grosimea echibalenta (Rech) mareste TFE creste durata de racire a otelurilor in stare lichida creste tc
- unghiul de racordare (α) la imbinarea intre peretii piesei micsoreaza TFE deoarece scade Tc
frecvent sunt intalnite trei tipuri de suprafete si de racorduri convexe concave si plane (fig 16)
Fig 16 Tipuri de suprafete la piesele turnate a-convexe b ndash plane c - concave
Suprafetele concave determina un flux convergent si din acest motiv maresc TFELa celelalte tipuri de suprafete fluxurile de caldura sunt divergente sau paralele Suprafata semiformelor superioare este solicitata termic intr-o masura mai mare
(suprafata expusa radiatiei este mai mare)- distanta peretelui piesei fata de alimentatori micsoreaza TFE ca urmare a
scaderii temperaturii otelului lichid si deci a tc- inaltimea piesei (H) mareste TFE deoarece creste presiunea metalostatica
in mod similar influenteaza si inaltimea jetului de otel (distanta dintre oala de turnare si forma)
- distanta dintre piese in forma (dp) mareste TFE creste tc- lungimea retelei de turnare (LR) micsoreaza TFE scade tc- citeza de turnare(VT) mareste TFE creste tc cu cat durata de turnare este
mai mare cu atat adancimea stratului superficial ala formei este incalzit pana la temperaturi ridicate este mai mare (fig 17)
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Rezulta ca in cazul pieselor mari si a otelurilor cu carbon mai scazut (t t mai mare) tendinta de formare a excrescentelor metalice va fi mai pronuntata
- raportul dintre grosimea piesei (Rp) si cea a miezului (Rm) mareste temperatura de contact si pe sectiunea miezului la raporturi de RpRm = 4 miezurile pe intreaga sectiune sunt supraincalzite la temperaturi maxime (fig 18) astfel creste TFE
Fig 17 Dependenta grosimii stratului superficial al formei incalzit pana la temperatura solidus a otelului in functeie de durata de turnare 1 ndash otel CrNi 25V5TiAl2 2 ndash otel Cr15Ni25V6B 3 ndash fonta Fc 200 ( pentru comparatie ) 4 ndash otel Cr12Ni 6 ndash OT 50
- raportul dintre grosimea peretelui piesei (Rp) si a formei (Rf) mareste TFE Acest raport poate fi exprimat mai usor prin consumul de amestec care poate varia intre 35 si 175 ttona de piese bune din otel
Bravurile reprezinta excrescente (surplusuri) metalice cauzate de patrunderile otelului lichid in intersectiile din forme precum si din semiforme si miezuri (dintre marcile acestora)
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 18 Influenta RpRm asupra temperaturii maxime in miezuri 1 ndash substratul de vopsea 2 ndash la distanta de 05 Rm 3 ndash in centrul miezului a ndash otel OT 50 cu tt = 1550degC b ndash fonta cu tt = 1300degC
2 Tendinta de formare a aderentelor
21 Structura si mecanismul formarii aderentelor
Aderentele reprezinta surplusuri metaloceramice la suprafata pieselor turnate rezultate in urma unor procese fizice chimice si mecanice care au loc la interfata otel lichid si forma (miez) Grosimea aderentelor poate sa ajunga pana la 100mm Structura aderentelor poate fi de patru tipuri (fig 19)
Fig 19 Principalele tipuri de structura a aderentelor 1 ndash granula de nisip 2 ndash pelicula de liant 3 ndash strat de silicati 4 ndash schelet metalic ( otel 0 5 ndash punti de silicersquo 6 ndash punti ( pelicule metalice )
a) Structura aderentelor de tip I este constituita din granule de cuart (sau alte tipuri de nisip) pelicule de liant straturi din silicati (faialita) si schelet de otel
Aceasta structura formeaza in cele mai multe cazuri chiar la interfata metal-forma in acele zone ale peretelui formei in care temperatura maxima in momentul turnarii otelului este mai mare decat temperatura lichidus (tf gt t1 fig 20 distanta a-b)
In figura 21 se prezinta microstructura tipului I de aderente care indica prezenta celor patru componenti (trei nemetalici si unul metalic)
Mecanismul formarii structurii de tip I are la baza desfasurarea urmatoarelor procese
- oxidarea suprafetei coloanei de otel lichid cresterea [FeO] pe seama oxigenului din aerul din cavitatea formei si din cel care filtreaza prin porii formei precum si pe baza oxigenului din gazele rezultate la incalzirea formei (H2O CO2 O2)
- reactia dintre [FeO] si SiO2 din peliculele de liant (argila silicat de sodiu) si din granulele de nisip cu care otelul lichid oxidat vine in contact
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 20 Zonele de repartitie ale diferitelor structuri ale aderentelor a-b ndash tip I a-c- tip I+ tip II a-d ndash tip I+II+III a-e ndash tip I+II+III+IV 1 ndash temperatura lichidus 2 ndash temperatura de inceput de topire a componentelor usor fuzibile din amestec 4 ndash temperatura de condensare a vaporilor metalici 5 ndash temperatura de evaporare a apei
Fig 21 Microstructura aderentei de tip I
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
- formarea silicatilor (zgurelor) usor fuzibili de tip faialita sau a compozitiei eutectice (t = 1220oC si t = 1130oC) conform diagramei binare FeO-SiO2 (fig 22) care la temperaturile de turnare ale otelului de gasesc in stare de supraincalzire puternica posedand o fluiditate foarte ridicata (temperatura de topire a faialitei ndash 1199oC)
Fig 22 Diagraama binara SiO2 - FeO
- penetrarea silicatilor lichizi in porii formei sub actiunea fortelor capilare tinand seama ca porii din forma (cu un volum de 15-40 din cel al formei) reprezinta canale capilare si ca tensiunea superficiala a silicatilor este scazuta (σ= 300-600ergcm2) iar unghiul de umectare θ foarte mic (θ = 0-20o) Cand θ sub 90o 0ltcosθlt+1 fortele capilare pot ajunge la valori ridicate (fig 23)
confiorm formulei
In acest mod silicatii pot penetra in zone adanci ale peretilor formei formand dupa solidificare un schelet cu rezistenta ridicata
- patrunderea in porii formei a unor portiuni de otel lichid odata cu silicatii lichizi datorita fortelor capilare si a celor mecanice Otelurile umecteaza purin suprafata granulelor de nisip (cuart zircon cromit etc) unghiul θ fiind mai mare de 90o
(frecvent θ = 120-160o)
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 23 Variatia fortelor capilare ( Pc ) in functie de unghiul de umectare a ndash domeniul simbolizat bdquo+rdquo forte capilare de aspiratie bdquo-bdquo forte de refulare b ndash unghiul de umectare 1 ndash faialita-cuart solid 2 ndash otel lichid ndash cuart otel lichid ndash faialita lichida
In contact cu silicatii θ devine mai mic de 90o ceea ce determina ca fortele capilare sa aiba acelasi rol (de aspiratie) ca si in cazul silicatilor lichizi
- cresterea volumului de pori datorita interactiunii dintre silicati si granulele de nisip cuartos si peliculele de bentonita care determina micsorarea diametrului granulelor si chiar consumarea lor de asemenea dizolvarea peliculelor de argila si bentonita
- penetrarea otelului lichid in porii cu diametre mari sub actiunea metalostatica (penetrarea mecanica ca si in cazul formarii bravurilor)
- penetrarea otelului lichid in cavitatea formelor prin exfolierea unor portiuni din peretele formei datorita tensiunilor termice mari (ca si in cazul formarii excrescentelor) precum si in cavitatile formelor in anumite microvolume ale formei datorita exploziilor vaporilor de apa (forme cu grad mare de indesare continut ridicat de apa continut mare de substante volatile in amestecuri piese cu pereti subtiri viteza mare de turnare etc (fig24)
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 24 Modul de formare a aderentelor provocate de explozii in microvolumele peretilor formei a ndash pori b ndash sufluri de vapori de apa c ndash schelet de otel
b) Structura aderentelor de tip II este constituita din granule de nisip acoperite partial cu pelicule de liant si punti de legatura tot de silice cauzate de procesele de sinterizare (fig 19) Difuzia atomilor de Si si O are loc la suprafata de contact dintre granule situate la distante mici atomi care se gasesc in afara actiunii fortelor moleculare procesele de sinterizare au loc la temperaturi ridicate din zona a-c din fig 20 si sunt accelerate de actiunea presiunii metalostatice (cazul pieselor mari turnate din otel) si de prezenta impuritatilor usor fuzibile din nisip Aparitia fazei lichide determina micsorarea distantei dintre granule si intensifica procesul de sinterizare la sinterizare diametrele granulelor de cuart se micsoreaza Temperatura de inceput de sinterizare a granulelor de zircon si cromita cca 1500oC
c) Structura aderentelor de tip III este constituita din granule de nisip pelicule de liant si straturi pe baza de silicati (de exemplu din sistemul Na2O-SiO2 K2O-SiO2 la amestecurile cu silicat de sodiu) care se topesc la temperaturi scazute (de 700-800oC) in zona de influenta termica a-d din peretele formei (fig 20)
d) Structura aderentelor de tip IV consta din granule de nisip pelicule de liant sau produse de descompunere termica ale acestora si punti metalice (fier mangan) Se considera ca in anumite conditii se poate desfasura reactia
A(s) + B(g) = AB(g)
in cazul otelului lichid in prezenta CO la interfata cu formaFe+ 5CO = Fe(CO)5 Compusul pentacarbonilul de fier incepand cu temperatura de 306oC se gaseste in
stare gazoasa Vaporii patrund in porii din peretii formei pana la adancimi mari (zona a-e fig 20) in zonele cu temperatrui mai scazute carbonilul de fier se descompune formandu-se astfel puntile de Fe sau (FeO2) In acelasi mod se formeaza si puntile de mangan si (MnO2) manganul avand o tendinta de peste 1000 de ori mai mare de vaporizare in comparatie cu fierul
Rezulta ca formarea aderentelor la suprafata pieselor turnate este cauzata de regula de unele procese complexe (fizice ndash rolul fortelor capilare chimice ndash rolul silicatilor mecanice ndash presiunii metalostatice) si deci aderentele cu greu pot fi impartite in fizice (termice) chimice si mecanice
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
22 Influenta factorilor tehnologici
a) Influenta naturii otelului este legata de tensiunea superficiala (σ) si de unghiul de umectare (θ) fata de materialele refractare din amestecuri
Cu cat valorile tensiunilor superficiale si ale unghiului de umectare sunt mai mari cu atat posibilitatea formarii aderentelor este mai mica
Compozitia chimica a otelurilor este principalul factor de influenta asupra lui σ si θ unele elemente de baza si de aliere maresc σ (Ti Ni W Mg) iar altele o micsoreaza (Cr Mn Si C ) - fig 25
Ca urmare otelurile aliate cu Cr Mn Si C prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor deoarece valoarea fortelor de adeziune fata de granulele de nisip este mai mare (fig 26)
O influenta deosebit de mare asupra σ o au elementele S O (activ superficial si P care ii miscoreaza substantial valoarea (fgi 27 ab)
Explicatia consta in faptul ca stratul superficial contine FeO si FeS in cantitate mare si deci din punct de vedere structural si al polaritatii se deosebeste mai putin in de faza oxidica (Al2O3 si SiO2) in comparatie cu fierul ceea ce intensifica tendinta de umectare si formare a aderentelor fortele de coeziune (Wk) se micsoreaza
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 25 Influenta unor elemente de aliere asupra valorii tensiunii superficiale a fierului a-influenta exprimate prin cresterea Δσ valorii lui σ determinata de element σt=σ0 -02510-3(t-1550) unde σ0 ndash tensiunea superficiala a fierului pur σt= tensiunea superficiala a fierului in functie de temperatura b ndash influenta exprimata in valoare absoluta
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 26 Elementele de adeziune ale aliajelor binare ale fierului fata de suporti de Al2O3
Celelalte elemente sunt concentrate la interfata metal-suport de SiO2 si de Al2O3 datorita sarcinilor electrice mai negative in comparatie cu Fe si a stabilirii unor legaturi mai stranse cu norul de electroni astfel incat ionii de oxigen de Al2O3 determina intr-o oarecare masura cresterea fortelor de adeziune
Rezulta ca majoritatea elementelor din otelurile aliate micsoreaza fortele de legatura dintre atomii de fier si maresc fortele de adeziune fata de oxizi In acest mod elementele mentionate maresc tendinta de umectare a otelurilor fata de granulele de nisip intrucat
Nichelul si molibdenul nu influenteaza practic unghiul θElementele care micsoreaza θ pot fi repartizate in urmatoarea succesiune (in
sensul cresterii efectului) C W P Cr Si V Mn Ti S O Efectul maxim il are oxigenul pentru continutul de 007 oxigen in fier θ este de 90o
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 27 Influenta unor elemente ( S O P N ) asupra σ Δσ WA Wk in sistemul fier lichid ndash suporti de Al2 O3 a ndash Δσ b ndash WA si Wk
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Valoarea θgtπ2 denota ca majoritatea otelurilor nu poseda tendinta de formare a aderentelor mecanice (forte de adeziune mici fata de nisip) Intradevar daca se considera ca adeziunea WA = σA = σT+ σL ndash σTL si ca coeziunea Wk = 2 σL atunci
si deci cand
Elementele C Si Mn P Cr V micsoreaza intr-o mica masura fortele de coeziune si intr-o masura mai mare fortele de adeziune
Elementele O si S micsoreaza substantilal fortele de coeziune si maresc pe cele de adeziune
Pentru exemplificare in tabelul 9 se prezinta influenta elementelor de baza si de aliere asupra calorilor σ θ ρ si a inaltimii critice a coloanei de metal necesara pentru penetrarea in porii formei Valorile θ variaza intre 90 si 141deg Otelul cu 035C are Wk=3000 ergcm2 Wa=535 ergcm2 θ = 130o La otelurile puternic oxidate θ poate sa scadea de la 120-160o la 45-35o
Rezulta importanta deosebit de mare pe care o are operatia de dezoxidare la elborarea otelului odata cu micsorarea continutului de oxigen se micsoreaza tendinta de formare a aderentelor
La mentinerea otelurilor in oala si la turnarea lui in cavitatea tehnologica a formei au loc procese de oxidare secundara in acest mod intensificandu-se procesul de formare a aderentelor fizice cauzate de fortele capilare
Otelurile manganoase prezinta o tendinta mai mare de formare a aderentelor in comparatie cu celelalte tipuri de oteluri pentru piese turnate determinate de
- micsorarea substantiala a valorii unghiului de umectare θ (tab 9)- formarea compusilor chimici cu SiO2 din amestec de tipul MnOSiO2 (rodonit) si
2MnOSiO2 (ortosilicat de mangan) zgure foarte fluide cu temperatura joasa de topire (cu 100-250oC mai mica decat a otelurilor) capabila sa patrunda usor in porii formei
- formarea vaporilor de mangan- fluiditatea ridicata a otelurilor (interval mic de solidificare valoare scazuta bm)
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Int tabelul 10 se prezinta influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (in sendul cresterii valorii factorului)
Tabelul 10 influenta calitativa a naturii otelului asupra tendintei de formare a aderentelor (TA)Factori σ θ λ 1L 1c r bf ΔV PO CO Hm tt Vt
TA - - - - - + + - + + +
Observatie L- caldura de cristalizare c- caldura specifica PO ndash puterea oxidanta CO ndash continut de CO in gaze Hm ndash presiunea metalostatica Vt ndash viteza de turnare
b) Influenta naturii formei se manifesta prin variatia valorilor proprietatilor termofizice (r- raza porilor bf ndash coeficientul de acumulare a caldurii Rt ndash rezistenta termica ΔV ndash transformari columetrice la incalzire) si prin variatia proprietatilor fizico-chimice (Pg ndash presiunea gaselor in interfata metal-forma si compozitia chimica a gazelor si a materialelor din forma)
Pe baza analizei mecanismului de formare a aderentelor rezulta urmatoarea influenta a naturii formei (in sensul cresterii valorii factorilor)
- raza porilor (r) micsoreaza valoarea fortelor capilare ( ) si deci
procesele de penetrare a silicatlor lichizi si a otelului lichid in peretii formei sunt atenuate tendinta de formare a aderentelor se micsoreaza (tab 10)
Pentru micsorarea razei porilor si a volumului de pori in forma se folosesc cu precadere vopsele de acoperire si de impregnare Pentru vopsele se folosesc componente refractare sub forma de pulberi cu dimensiuni sub 20μm deci su suprafete specifice (Ss) foarte mari de exemplu la electrocorindon ndash 1900-11000cm2g grafit (argintiu si negru) ndash 2440-8450 cm2g talc 3000 cm2g marsalita - 1950 cm2g zircon - 3500 cm2g In acest mod se realizeaza o micsorare a volumului porilor (de la 30-40 la 15-20)
Efectul maxim se obtine mai ales in cazul folosirii vopselelor de impregnare care pot realiza in mai mare masura atat reducerea volumui de pori cat si a razei acestora pe o adancime mai mare (pana la 70mm) a suprafetei active a formelor (miezurilor) in comparatie cu vopselele de acoperire (pana la 05mm)
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Vopselele cu vascozitate scazuta si care contin grafit dispers (particule de 2-5 μm in loc de 75 μm) pot penetra in porii formei si prin aceasta determina reducerea tendintei de formare a aderentelor Deci pentru impregnare se tinde sa se foloseasca substante newtoniene Este vorba de substante (vopsele) tixotrope solutii apoase caracterizate printr-un continut de material refractar mare pe unitatea de suprafata a formei
Grosimea structurilor de vopsea de acoperire variaza intre 200 si 500 μm iar adancimea de penetrare in peretele formei variaza intre 200 si 900 μm in functie de densitatea vopselei Cu cresterea acesteia se micsoreaza adancimea de penetrare si creste grosimea stratului depus pe suprafata exterioara se micsoreaza astfel rezistenta de adeziune intre stratul de vopsea si forma
Cu cat creste durata de contact intre otelul lichid si forma la vopselele cu grafit si lianti organici se intensifica procesul de distructie grafitul dizolvandu-se in otel
La turnarea otelurilor inalt aliate cu mangan sunt folosite vopsele pe baza de magnezita si nu de zircon in vederea preintampinarii reactiilor intre Mn si SiO2
Volumul de pori (Vp) si raza efectiva (r) a porilor poate fi variata si prin alegerea componentelor formei valorile minime se obtin la formele cromomagnezitice (Vp = 25 r = 16 μm) iar cele maxime la amestecurile din nisip cuartos si rasini (Vp = 44 r = 61μm tab 11)
Tabelul 11 Volumul de pori si raza efectiva a porilorCompozitia amestecului Volumul total al
porilor Volumul porilor ocupat de mercur
Raza efectiva a porilor μm
Nisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
37 235 40
Nisip de cromomagnezit cu 6 silicat de sodiu
25 143 16
Nisip cuartos cu 10 argila 36 221 36Nisip cuartos cu 2 rasina fenolica OF-1+12 acid benzosulfonic
- fara indesare- cu indesare
44 265 6136 231 38
La amestecurile din nisp cuartors raportul dintre diametrul porilor si dimensiunea medie a granulei variaza intre 01 si 015
Micsorarea volumului si razei porilor in forma se realizeaza de asemenea prin cresterea gradului de indesare a amestecului la operatia de formare folosirea marsalitei (pana la 50) (tabelul 12) folosirea adaosurilor organice (faina de lemn carbonice)
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Tabelul 12 Volumul de pori si raza efectiva a porilor la amestecurile de marsalitaContinultui de marsalita
Volumul total a porilor
Raza efectiva a porilorμm
0 370 4010 350 3520 310 2830 260 15
Un alt factor de influenta legat de natura formei il reprezinta capacitatea de sinterizare si de obturare a porilor din perete cu cat se micsoreaza raza capilarelor cu atat posibilitatea de penetrarea a otelului este mai mica
Asa se explica calitatea superioara a suprafetei pieselor mari turnate din otel in formele de nisip cu cromit in ciuda faprului ca θ este doar 84o La aceste forme are loc un proces de sinterizare a granulelor de nisip cu cromit in intervalul de temperatura 1050 si 1300oC pus in evidenta prin cresterea rezistentei Desi nisipul de cromit (spinel FeOCr2O3 cu 32 FeO si 68 Cr2O3) are temperatura foarte ridicata de topire 2200oC la nisipul pur si 1900oC la nisipul cu impuritati Al2O3 + MgO SiO2 CaO etc Totusi se constata procesul de sinterizare mentionat
La temperaturi de peste 600oC cromitul inepe sa se descompuna in FeO si Cr2O3
surpulusul de FeO se topeste si se penetreaza in porii formeiProcesul de migratie este favorizat de reactiile suplimentare de oxidare a FeO la
Fe2O3 care formeaza cu Cr2O3 o solutie cu temperatura de topire foarte joasa (cca 850oC) Rolul oxizilor de fier la amestecurile pe baza de cromit este pus in evidenta prin curbele de variatie a compozitiei chimice in spatiile intergranulare caracterizate printr-un continut scazut de Cr in schimb printr-un continut ridicat de Si asadar fazele care participa la sinterizare sunt FeO SiO2 Al2O3 CaO
In acest mod are loc obturarea porilor micsorarea razei in care conditii fortele capilare de respingere fata de otel cresc foarte mult Aceste procese duc la o crestere de volum a granulelor de cca 108 (din volum) Acest fenomen de marire a volumului (de umplere) a amestecului pe baza de nisip de cormit este cunoscut sub denumirea de bdquoChromite ndash sealing ndash bloating ndash phenomenonrdquo (fenomen de obturare prin umplere)
Asadar reactia FeO (provenit din descompunerea cromitului) cu impuritatile din nisip duce la aparitia unor faze insotita de marirea de volum
In conditii de atmosfera reducatoare FeO este redus pana la fier si astfel la suprafata formei pot sa apara picaturile fie Fe care conduc la cresterea tenditei de umectare si deci la inrautatirea calitatii suprafetei pieselor turnate
Micsorarea volumului si dimensiunilor porilor in forme poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care formeaza cu cuartul la incalzire zgure usor fuzibile cu vascozitate ridicata (ca de exemplu 006 CaCl2 si 006 NaOH)
In acest mod se micsoreaza temperatura de sinterizare a cuartului de la 1300oC la 1100oC zgurile usor fuzibile fac parte din sistemele CaONa2O ndash SiO2
Introducerea in amestecuri a adaosurilor care la incalzire pun in libertate oxigenul (de exemplu minereul de fier-hematita rutilul permanganatul de sodiu) determina intensificarea procesului de oxidare a filamentelor de otel penetrate in porii formei atat in stare lichida cat si dupa solidificare Se intensifica astfel reactiile de formare a silicatilor din sistelul FeO-SiO2 de tip faialita si deci procesul de formare a aderentelor La
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
continuturi ridicate de FeO si la grosimi mari ale stratului de oxizi acestea au insa o structura poroasa si deci o rezistenta scazuta aderentele pot fi indepartate usor
Hematita (sub forma de particule de 1-3 μmm suprafata specifica S s peste 10m2g) se introduce in cantitate de 2-4 din masa amestecului de formare
Topiturile eutectice din sistemul FeO-SiO2 obtinute in cantitate mare cu ajutorul adaosurilor de hematita joaca deci urmatorul rol
- obturarea porilor din forma direct si prin intermediul topiturilor de silicati si ca urmare micsoreaza tendinta de penetrare in acestia a otelului lichid si a vaporilor de Fe(CO)5
- matesre plasticitatea formei si deci micsoreaza tendinta de fisurare a formei de incalzire
- micsoreaza temperatura de contact si deci mareste bf datorita proceslor endoterme care au loc
- mareste rezistenta termica a amestecurilor- coeficientul de acumulare a caldurii (b f) mareste virteza de racire a otelului in
stare lichida accelereaza procesului lui de solidificare si deci micsoreaza tendinta de formare a aderentelorS-a aratat ca valorile bf la formele frecvent urilizate variaza intre 1400 si
3850ws12m2oC Marirea valorii bf poate fi realizata prin introducerea de adaosuri care se descompun la incalzire cu efect endoterm (CaCO3 Fe2O3) sau prin introducerea de marsalita
Asa se explica de ce la fabricarea unor piese mari din otel se utilizeaza in amestecuri pana la 50 marsalita Cu cat este mai mare valoarea coeficientului de acumulare a caldurii cu atat mai mica este durata de mentinere a otelului in stare lichida si deci posibilitatea de formare a aderentelor este mai mica (de exemplu pentru un otel OT 500 temperatura de turnare 1600oC valoarea bf a variat intre 1182 si 2080ws12m2oC prin schimbarea continului de faina de lemn in amenstecul cu 6 silicat de sodiu caracteristicele otelului tlichidus ndash 1510oC tsolidus ndash 1460oC ρ ndash 7500kgm3 c ndash 8377Jkggrad tformei ndash 20oC caldura latenta de cristalizare ndash 251 103 JKg probele tip placa 013x022mm grosmiea peretilor de la 001 la 004m)
Coeficientul minim de acumulare a caldurii bf care asigura solidificarea imediata a otelului si deci preintampina formarii aderentelor este
in care bf bm ndash coeficientii de acumulare a caldurii pentru forma si otel ws12m2oC βm ndash dilatarea volumica initiala a otelului νm ndash vascozitatea cinematica a otelului m2s am ndash conductivitatea termica m2s lo ndash grosimea peretelui piesei
De mentionat ca bf determina direct valoarea temperaturii de contact iar a f ndash temperatura pe seciunea peretelui formei cu cat este mai mare a f cu atat forma se incalzeste mai mult ( )
- transformarile volumetrice la incalzire maresc tendinta de fisurare a peretilor formelor si a straturilor de vopsea de acoperire si deci tendinta de formare a aderentelor Procesele de dilatare si de contractie depind de natura componentelor temperatura granulatie
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
- presiunea gazelor in forma la interfata metal forma (Pg) micsoreaza tendinta de formare a aderentelor intrucat actioneaza in sens invers fortele capilare de absorbtie tendinta de penetrare a fazei lichide de silicati in porii formei va fi mai micaPresiunea gazelor in cavitatea tehnologica a formei (Pf) nu joaca un rol important
intrucat prezenta rasuflatoarelor si a maselotelor deschise face ca aceasta sa fie egala cu zero si deci relatia corespunzatoare procesului de penetrare a otelului in peretele formei
sa nu aiba locIn cazul obtinerii pieselor mari valoarea Pg nu atinge valori importante de
exemplu la amestecuri din nisip si bachelita (3-8)10-3MpaDin acest motiv conditia de penetrare a otelului lichid in peretii formei este data
de relatia
- proprietatile chimice ale formei sunt determinate de natura componentelor formei si a gazelor degajate Compozitia componentelor formei influeanteaza in principal unghiul de umectare
si reactiile chimice ale otelului lichid fata de granula de nisip acoperita partial de pelicule de liant (in cazul liantilor anorganici) sau de straturile carbonice (in cazul liantilor organici Unghiul de umectare depinde mai purin de natura otelului si mai mult de natura formei (miezului)
Nisipul cuartos ca si alte materiale refractare (samota cromomagnezita) MgO fata de otel prezinta unghiuri de umectare de 120-170oC si tensiuni interfaciale de 800-850ergcm2
In schimb fata de topiturile din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 si FeO-MnO-SiO2 are o capacitate de umectare totala intrucat θ=0 (tab13) Aceasta este in principal cauza principala a formarii aderentelor
In acelasi timp otelurile prezinta o capacitate mare de umectare a oxizilor de fier si a topiturilor de tip zgura in general inclusiv cele din sistemul FeO-SiO2-Fe2O3 (te tipul faialita)
Din tabelul 13 rezulta ca tensiunea interfaciala fier si otel lichid poseda o tensiune interfaciala ndash σ12 (topitura metalica- oxizi topitura metalica ndashzgure) foarte scazuta (σ12 = 260ergcm2 ceea ce explica penetrarea otelului in porii formei conform mecanismului analizat la strucrura aderentelor te tip I
Liantii anorganici naturali (bentonite si argile) care contin SiO2 in proportie ridicata reactioneaza cu FeO din otelul lichid si deci intensifica procesul de formare a faialitei si a aderentelor
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Tabelul 13 Unghiurile de umectare prin diferite sistemeTopitura σ ergcm2 ρ gcm3 θ gradeFeO (cu 6-15 Fe2O3) 500-590 49 0FeO-SiO2-Fe2O3 (10-30 SiO2
5-10 Fe2O3
65-80 FeO)
410-440 432 0
FeO-MnO-SiO2 (20SiO2 65Mn 15FeO)
500 40 0
Zgura de cuptor Martin (33 CaO 20 SiO2 11FeO 17 MgO si alti componenti)
450 32 0
Zgura de furnal (40 CaO 44 SiO2 16Al2O3)
480 32 0
Fier tehnic (dezoxidat) 1220 72 110-120Otel cu carbon ridicat (058-10C 018-025Mn)
800-850 72 130-170
Otel cu carbon scazut (008C) 1000 72 150
Observatie Valorile sunt date pentru suporti din magneziu cuart corindon si cromomagnezit
Tabelul 14 Compozitia unor materiale carburoaseAdaosuri Compozitia
Volatile Minerale Cocs Carbune luciosPraf de antracit 33 7 80 10Praf de antracit sintetic
38 15 47 13
Smoala 53 23 447 393Ulei 91 003 90 44
Liantii anorganici sintetici care contin de asemenea SiO2 in proportie mare favorizeaza formarea aderentelor Astfel in cazul formelor cu silicat de sodiu au loc reactiile
Zgurile rezultate umecteaza granulele de cuartIn figura 28 se arata variatia unghiului θ la contactul dintre otelul cu 032 C si
forme executate din nisip cuartos de zircon de cromit (ABC) cu rasina (13-25) si intaritor (033-063)
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 28 Variatia lui θ la mentinerea izoterma a otelului 1 ndash nisip de zircon 2 ndash nisip de cromit 3 ndash nisip cu rasina si intaritor
Rezulta pentru nisipul cuartos θ = 116o la cel de zircon θ = 122o iar la cel de cromit θ = 84o (dupa zece minute de mentinere)
Cu alte cuvinte la formele executate din nisip de cromit ar trebui sa se constate o tendinta mai mare de formare a aderentelor deci la celelalte tipuri de forme ceea ce nu corespunde realitatii
In toate cazurile otelul nu umecteaza peretii formei ca urmarea faptului ca fortele capilare au sensul negatuv sunt de refulare si joaca rol de bariera Penetrarea otelului in primul moment de contact cu forma este franata tocmai de fortele capilare
In continuare are loc procedul de oxidare a otelului (aerul din cavitatea formei aerul injectat in timpul turnarii aerul penetrat prin porii formei) in urma caruia se desfasoara reactiile dintre FeO-SiO2 care conduc la doua rezultate
- formarea zgurei lichide eutectice cu temperatura joasa de topire foarte fluida si ungiul de umectare mic fata de peretele formei care este puternic absorbita in porii formei (fortele capilare joaca rol de absorbtie)
- formarea porilor (canale capilare) mai mari datorita topirii superficiale a granuleleor de cuart in porii cu dimensiuni mai mari poate penatra datorita presiunii metalostatice otelul lichidConditia penetrarii otelului lichid in porii formei este ca temperatura superficiala
a formei sa fie mai mare sau cel putin egala cu temperatura lichidus a otelului Viteza de deplasare in peretele formei a izotermei lichidus este mult mai mica decat viteza de deplasare a otelului datorita fortelor capilare
Adancimea de preincalzire a formei creste cu bf respectiv af (fig 29) si depinde de natura otelului adica de temperatura de turnare Cu cat temperarura de turnare este mai mare cu atat adancimea de incalzire este mai mare
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 29 Dependenta adancimii de incalzire a amestecului pana la temperatura solidus de coeficientul de difuzivitate termica ( af ) temperatura de turnare si durata de contact ( cifrele de pe curbe 1 5 10 min ) A ndash otel carbon b ndash otel inalt aliat cu crom si nichel
De mentionat ca viteza medie de curgere a fontei cenusii in porii formei datorita formelor capilare este de (2-10)10-4 ms Deci viteza de incalzire a formei este mult mai mica decat viteza de curgere a aliajului in porii formei
Materiale carbonice (grafitul) asigura valori foarte ridicate pentru unghiul θ (θ peste 130o) si in acest mod formarea aderentei este exclusa topirurile de silicati se comporta similar otelurilor in ceea ce priveste tendinte de umectare fata de materialul refractar
Intorudcerea substantelor carbonice in amestecurile de formare (tab 14) precum si folosirea liantilor organici (de exemplu rasini) determina depunerea (prin descompunere a produselor gazoase a carbonului) pe suprafata garnulelor de nisip si a peliculelor de lainti organici a unor filme de carbon lucios (cu grosimea de 10 -1 μm) precum si formarea puntilor de cocs (fig 162) Carbonul lucios poseda o stabilitate termica ridicata (se oxideaza mai greu in comparatie cu grafitul)
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 30 Efectul obtinut la introducerea in amestecuri a diferitelor substante carbonice
Prezenta filmelor de carbon lucios pe suprafata granulelor de cuart determia- marirea unghiului de umectare deci micsorarea tendintei de formare a
aderentelor Astfel de exemplu unghiul de umectare la interfata topitura de zgura (50 Fe2O3 +50Na2O2SiO2) creste substantial in cazul cand placuta de cuart este acoperita cu o pelicula de grafit (fig 31) Dupa alte date pentru topituri oxidice θ creste de la 0-20o la 125o
Fig 31 Variatia unghiului de umectare la contactul cu toppitura de zgura ndash placuta de cuart 1 ndash placuta de cuart acoperita cu o pelicula de grafit 2 ndash placuta de cuart 3 - placuta de cuart acoperita cu o pelicula de tunder
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Din formula in care θ este unghiul de unmectare σGS σLS si
σLG tensiunile superficiale intre gaz-solid lichid-solid si lichid-gaz rezulta influenta atmosferei la interfata metal-forma Din fiura 31 rezulta variatia unghiului de umectare la interfata otel-amestec cu 7 adaos carbonic (curba 1) Odata cu marirea duratei de mentinere inzoterma are loc micsorarea valorii unghiului θ datorita procesului de oxidare (in figura curgbele 5 si 6- amestecuri cu adaos de calcar si zgura de ferocrom curbele 1-3 ndash amestecuri fara adaos)
- formarea unei atmosfere reducatoare bogate in CO si H2 (reactiile C+12O2 si C +H2O)
- obturarea partiala a peretelui formeiAdaosurile carbonice se folosesc la obtinerea pieselor turnate din otel cu pereti
subtiri (R=8-12mm) intrucat procesul de carburare este neinsemnat Pemtru piesele cu pereti grosi (R peste 35mm) se folosesc din contra adaosuri de minereu de fier in vederea obtinerii unor aderente cu rezistenta mica usor de indepartat
Daca Qs (cantintatea de silicati formati) este mai mare decat Qa (cantitatea de silicati penetrati in peretele formei) aderenta se indeparteaza greu Daca Qs ltQa ndash aderenta se indeparteaza usor
Capacitatea de oxidare a formei trebuie astfel dirijata incat filamentele de otel lichid si solidificate penetrate in porii formei sa fie oxidate su straturile de aderenta sa poata fi usor indepartate Capacitatea de oxidare este exprimata prin potentialul de oxigen al fazei gazoase (PO) si prin concentratia de anioni de fier din spatiile intergranulare
Potentialul de oxigen (PO) reprezinra continutul in procente a continutului de oxigen si se determina cu relatia
in care ΔF1 ΔF2 si ΔF3 ndash valori ale variatiei energiei libere a reactiei de oxidare a fierului de catre O2 CO2 H2O (in kcalmol)
PO al fazei gazoase in formele obisnuite cu silicat de sodiu variaza intre 05 si 95 la adaosuri carbonice scade pana la 0-44 la adaosuri de ingredienti oxidanti creste pan ala 20 si peste Silicatii astfel formati la suprafta granulelor de cuart poseda proprietati oxidante care se maresc odata cu cresterea PO a fazei gazoase Capacitatea de oxidare a silicatilor poate fi caracterizata prin concentratia de anioni (FeO2)-
De exemplu la amestecurile din nisip cuartos + marsalita si silicat de sodiu si bentonita concentratia de anioni in silicatii lichizi (FeO2)- este de 144 iar in cazul folosirii adaosurilor oxidante (minereu de fier sau mangan) ndash 746
Continutul mai ridicat de anioni (FeO2)- in amestecuri determina cresterea capacitatii oxidante a filamentelor de otel penetrate in porii formei
In acest mod la interfata metal-forma (cu silicat de sodiu ca liant) apar mai multe zone de transfer de masa ionica (fig 32)
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 32 Reprezentarea schematica a transferului de inoni la interfata otel-forma A ndash stadiul initial B ndash stadiul final a ndash otel b ndash silicat ( faialita ) c ndash cuart d ndash faza gazoasa 1 2 3 4 5 ndash fazele corespunzatoare
In figura mai sunt prezentate 1- interfata otel si faza gazoasa 2- interfata silicat si faza gazoasa 3- otel lichid si silicat lichid 4- silicat lichid si granula de cuart 5- topitura silicat si otel solidificat
Zona 1 - interfata otel si faza gazoasa
Anionul de (FeO2)- care se formeaza oxideaza filamentele de otel lichid care penetreaza in porii formei Procesul de oxidare este intensificat de cresterea proportiei de oxigen (anioni de oxigen liber)
Zona 2 ndash interfata silicat si faza gazoasa
Ca rezultat are loc maririea anionilor complecsiZona 3 ndash interfata otel lichid si silicat lichid Reactiile in aceasta zona pot fi
impartite in doua categorii- reactii care se desfasoara in atmosfera de gaz cu capacitate oxidanta slaba
Reactia are loc in mod obisnuit in cazul formelor in silicat de sodiu filamentul de otel lichid nu se oxideaza
- reactii care se desfasoara in existenta unei atmosfere oxidente
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Aceste reactii sunt caracteristice pentru amestecuri care contin adaosuri oxidante (hematita de fier sau minereu mangan-pirolizita) Continutul mare de anioni (FeO2)-
si(MnO2)- in faza lichida de silicati intensifica procesul de oxidare a filamentelor de otel lichid
Zona 4- la interfata silicat lichid-granula de cuart
Are loc dizolvarea partiala a granulei de cuart in topitura de silicatiZona 5- la interfata topiturii de silicat nou formata si otel solidificat (piesa proriu-
zisa)
Deci pe baza intensificarii proceselor de oxidare se ajunge la oxidare totala a filamentelor de otel penetrate in porii formei si micsorarea brusca a rezistentei crustei de aderenta Oxizii de fier care rezulta se dizlova in topitura de silicati maresc tensiunea superficiala a acestora si micsoreaza tendinta de umectare a piesei de catre silicati (micsoreaza fortele de adeziune a fazelor care vin in contact)
Astfel la amestecurile cu silicat de sodiu fara adaosuri viteza de oxidare a filamentelor de otel este de 001-0012 mmh la aceleazi amestecuri cu adaosuri de minereu 005-010 mmh In acest mod piesele din otel se obtin cu suprafata curata
In cazul folositii adaosurilor oxidice stratul de silicati oxizi din aderente se obtine cu grosimea de 10-20 ori mai mare (pana la 200μm) in comparatie cu formele obisnuite fara prezenta scheletului din otel (fig 33)
Pentru marirea PO pot fi folosite adaosurile in cantitate de 01 la V2O5 si Na2SO4 In acest caz au loc reactiile
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 33 Schema formarii aderentelor a ndash usor indepartabile b ndash greu de indepartat c ndash trecerea de la stratul de oxizi la granula de cuart
Exemplu de amestec nisip-100 silicat de sodiu 8 (M=22-25) ρ=148-152 argila ndash 3-4 V2O5 ndash 01 Na2SO4 ndash 01
c) Influenta geometriei piesei turnate si a conditiilor de turnare
Cu cresterea temperaturii de turnare se intesnsifica tendinta de formare a aderentelor ca urmare a cresterii duratei de contact intre otelul lichid si forma precum si a duratei de solidificare In acelasi mod influenteaza grosimea peretelui pieselor viteza de turnare micsorarea distantei intre piesa si forma precum si presiunea metalostatic si cea exterioara (presiunea dezvoltata in maselotele oarbe cu cartuse din carbonati maselote cu presiune ridicata) (tab 10)
3 Tendinta de formare a rugozitatii
31 Influenta rugozitatii asupra caracteristicilor mecanice
Rugozitatea reprezinta surplusuri metalice la suprafata pieselor turnate din otel sub forma de riduri cu adancimea pana la 1000 μm
Cauza principala a aparitiei rugozitatii o constituie penetrarea otelului lichid in porii formei sub actiunea numai a presiunii metalostatice in conditiile in care aderentele nu pot sa se formeze si anume cand
Cu alte cuvinte rugozitatea reprezinta un anumit tip de aderenta mecanica
nedezvoltata Rugozitatea influenteaza la randul ei proprietatile mecanice ale otelurilor
rezistenta la tractiune (fig 34) rezistenta la oboseala (tab15) si rezistenta la coroziune (fig 34b ) Rugozitatea Rz pentru granulatii mici asigurate de amestecuri ca de exemplu faina de zircon marsalita electrocorindon rugozitati Rz de sub de sub 100 μm (fig 34 d profilograme de jos)
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 34 Variatia rezistentei la tractiune (a) si a rezistentei la corozune a otelurilor (b) in functie de rugozitate variaza prin adausuri de faina de zircon ( 1 ndash fara adaosuri 2 ndash 2 3 - 4 4 - 8 ) c ndash raugozitatea pentru granulatii mari ale nisipului d - ndash raugozitatea pentru granulatii mici ale nisipului
Tabelul 15Procedeul de obtinere a pieselor
Rugozitatea suprafetei Rzμm
Numarul de cicluri pana la ruperea epruvetelor din otel cu 035C
Forme obtinute cu modele fuzibile
42-56 1800038000
Forme din amestec cu silicat de sodiu
80-110 2050041000
Forme din amestecuri cu bentonita crude
90-180 1400026000
Forme din amestec cu rasini cu intarirte la rece
250-300 1200020000
Forme din amestecuri si argila si dextrina
430-500 950015000
32 Factori de influenta
Factorul tehnologic care influenteaza hotarator asupra rugozitatii (Rz) este dimensiunea (granulatia) nisipului si gradul de indesare cum rezulta din tabelul 16
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Rugozitatea poate fi micsorata prin introducerea in amestecurile de fornare a unor adaosuri carbunoase carbonul lucios rezultat este de natura sa micsoreze tendinta de formare a aderentelor mecanice si deci si a rugozitatii Prin alegerea componentilor amestecurilor de formare volumul de pori din forme poate varia in limite largi 27-46 In functie de raza efectiva a porilor (ref) se poate stabili inaltimea critica a coloanei de otel minima care ne poate determina penetrarea lui in porii formei (tab17 si tab18)
Tabelul 16 Porozitatea formelor din diferite amestecuriTipul amestecului Raza efectiva a porilor μm Porozitatea Nisip cuartos si rasina cu grade diferite de indesare
36-64 38-46
Nisip disten-silimanit si rasina 30-33 33Nisip de zircon si rasina 30-32 304Nisip de cromomagnezita si rasina
23-25 293
Nisip de magnezita cromit si silicat de sodiu
18-20 270
Amestecuri fluide (nisip cuartos + silicat de sodiu + zgura de feromangan si detergent)
72-76 420
Nisip cuartos si silicat de sodiu
35-37 350
Nisip cuartos + marsalita (10-30)
35-15
Tabelul 17 Influenta compozitiei amestecurilor asupra inaltimii critice de penetrare (Hk )Tipul amestecului Raza efectiva Inaltimea criticaNisip cuartos cu 6 silicat de sodiu
40 360
Nisip cuartos cu 10 marsalita 372 372Nisip cuartos cu 20 marsalita 790 790Nisip cuartos cu 30 marsalita 15 1092Nisip cuartos cu 10 argila 36 259Nisip cromomagnezita + 6 silicat de sodiu
16 792
Amestec fluid cu ρ=13-135gcm3
(cu silicat de sodiu)75 190-230
Amestec cu nisip cuartos cu rasina
36 309
Amestec cu distensilimanit 34 398Amestec cu metil 28 1440Amestec cu zircon 31 1175
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Tabelul 18 Influenta granulatiei nisipului asupra Hk
Amestec Aliaj Inaltimea critica pentru dimensiunea medie a granulelor de nisip mm052 036 026 018 013 008
Nisip cuartos cu silicat de sodiu
Otel 03C
Fonta
123 178 247 278 358 383
148 215 299 336 433 -
Nisip cu argila 10
Otel 03C
Fonta
159 203 306 367 478 -
192 245 369 443 577 -
Natura otelului influenteaza prin proprietatile lui de suprafata (σθ) si termofizice (bmam) si chimice (ΔTk) ca si in cazul proceselor de formare a aderentelor Marirea tendintei de oxidare (formarea oxizilor de TiO2 Al2O3 Cr2O3) o otetului micsoreaza rugozitatea
Temperatura de turnare si presiunea metalostatica maresc tendinta de formare a aderentelor
Imbunatatirea calitatii suprafetei turnate obtinute in forme ceramicePorozitatea suprafetei formelor care variaza in mod obisnuit in limitele 25-55
influenteaza intr-o mare masura calitatea suprafetei pieselor turnate si anume valorile rugozitatii aderentelor suflurilor exogene etc
Porii din peretele formelor pot fi deschisi sub forma de canale care comunica intre ele sau fisuri
Pot fi folosite trei tehnologii in vederea reducerii volumului de pori de la suprafata peretelui formei (in vederea realizarii staturilor bariera cu ajutorul carora se poate dirija intensitatea proceselor de interactiune metal-forma)
- folosirea impregnarii peretilor formei- folosirea vopselelor de protectie- folosirea formelor (a straturilor superficiale) ceramice (forme compound)In aceste cazuri straturile superficiale ale formei de bariera pot avea o porozitate
de numai 10-25Astfel de exemplu formele ceramice pot asigura o rugozitate a pieselor din otel
de Ra = 18-25 microniUtilizate mai mult sunt formele ceramice realizate din suspensii geleificabile
constituite din 70 marsalita 30 silicat de etil hidrolizat 25-30 intaritor ndash 25 solutie apoasa de amoniac care dupa calcinare poseda fisuri locale inchise (porozitate localizata)
Aceste fisuri localizate maresc insa tendinta de formare a suflurilor exogene si prin aceasta tendinta de crestere a rugozitatii tinand seama de
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
in care h ndash inaltimea rugozitatii RM ndash raza meniscului coloanei de aliaj penetrate in porii formei RN ndash raza granulei de nisip Pg ndash presiunea gazelor Pm ndash presiunea metalostatica r ndash raza capilarului
- tensiunea superficiala a aliajului Interdependemta dintre principalii parametrii este data de monograma prezentata in fig 35
Rezulta ca prezinta importanta atat volumul de pori cat si structura lor (continuitatea lor)
In cazul formelor ceramice pe baza de silicat de etil apar fisuri in doua etape - inainte de calcinarea formelor adatorita segregarii gravitatioanale in anumite
zone a alcoolului etilic si evaporarii lui- in timpul calcinarii formelor datorita indepartarii componentelor lichide si
gazoase
Fig 35 Nomogram pentru determinarea rugozitatii la piesele din otel obtinute in forme ceramice a ndash constanta capilara θ ndash unghiul meniscului
Folosirea formelor ceramice de sliker (cuart topit +apa) asigura dupa calcinare un volum de pori de 6-12 fara aparitia fisurilor localizate inchise Calcinarea la temperaturi de 1150-1200oC asigura sinterizarea granulelor de cuart si rugozitatea minima a suprafetei piesei (Ra = 18-25 microni)
Un volum mic de pori (de exemplu 2) poate fi obtinut si prin topirea la temperaturi ridicate (1800-3000oC) a suprafetei formei constituita din nisip si silicat de sodiu Se obtine astfel o faza sticloasa lichida care astupa porii de la suprafata formei (fig35)
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
4 Tendinta de formare a macroincluziunilor nemetalice
41 Compozitia si repartizarea macroincluziunilor
Macroincluziunile in piesele turnate din otel au dimensiuni cuprinse intre 05 si 60mm si sunt repartizate la suprafata si pana la adancimi de 100mm (la piesele mari) cu precadere in partile mari si superioare ale pieselor (fig 36)
Cisrca 90 din totalul incluziunilor existente in peretii pieselor din otel sunt de natura endogena (cauzate de procesul de dezoxidare si oxidare secundara) si 10 de natura exogena
Fig 36 Modul de repartizare a macroincluziunilor 1 ndash macroincluziune 2 ndash
amestec 3 ndash piesa
Compozitia macroincluziunilor exterioare in functie de distanta de la suprafata piesei in cazul folosirii amestecurilor cromomagnezitice si a celor cu nisip cuartos si bentonita (pentru maselote) este data de tabelul 19
Macroincluziunile repartizate la suprafata pieselor sunt cauzate de eroziunea peretilor canalelor retetelor de turnare inclusiv a cavitatii tehnologice precum si de impurirtatile despuse si neindepartate la asamblarea formelor precum si din exfolierea suprafetei semiformei superioare Sunt macroincluziuni tipice exogene
Macroincluziunile care se gasec repartizate la adancimi mai mari de 30-50mm provin din componenti cu compozitii aratate in tabelul 20 Ele se formeaza cu precadere
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
prin coagularea incluzinilor endogene rezultate pe baza reactiilor fizico-chimice care au loc in baia din otel din oala si din forma in perioada de decantare a lor
Deci sursele lor de formare sunt incluziunile exogene de eroziune (amestecuri din cuart + bentonita) si (amestecuri de cromit) zgura formata in oala incluziuni endogene de dezoxidare si incluziuni exogene de eroziune (tuburile de samota)
Faptul ca incluziunile andogene stau la baza formarii acestor macroincluziuni rezulta din analiza chimica a lor (tab 21)
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Rezulta ca peliculele de oxizi care apar in timpul curgerii otelului in cavitatea formei cauzate de procesele de oxidare secundara reprezinta cca 30 din structura macroincluziunilor Acest lucru se constata mai ales in cazul otelurilor aliate
42 Factori de influenta
Principalul factor il constituie stabilitatea termica a peretelui formei si a stratului de vopsea Stabilitatea termica (rezistenta termica) a formei este cu atat mai mare cu cat transformarile volumetrice sunt mai mici bf este mai mic cantitatea si viteza de degajare a gazelor mai mica presiunea in porii formei mai mica coeficientul bf mai mare volumul si dimensiunile porilor mai mari (calitati descrise in cazul formarii excrescentelor)
Rezistenta la eroziune a vopselelor aplicate formelor este cu atat mai mare cu cat rezistenta mecanica a formei este mai mare (fig 37) deci si densitatea acesteia (de exemplu 18 in loc de 15 gcm3)
Fig37 Dependenta pierderilor greutatii formei prin eroziune in functie de rezistenta acesteia
Rezistenta termica a straturilor de vopsea la eroziune depinde de temperatura de turnare si de natura componentei fractare din compozitie (fig 38 a si b)
Cu cat granulatia acestei componente este mai mica cu atat rezistenta la eroziune este mai mare (de exemplu in cazul vopselelor cu electrocorindon si zircon)
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 38 Rezistenta la eroziune a diferitelor straturi de vopsele in functie de temperatura a 1 ndash corindon 2 ndash marsalita 3- zircon 4 ndash disten silimonit toate cu bentonita si lianti oeganici b 1 ndash zircon + silicat de sodiu 2 ndashzircon + polivinil butiral 3 ndash cromit +lesie sulfitica
Folosirea vopselelor cu componenti refractari care poseda rezistenta termica ridicata si deformari volumetrice minime la incalzire sunt caracterizate prin tendinta mai mica de fisurare si exfoliere conform schemei din fig 39
Fig 39 Schema tensiunilor si distrugerilor straturilor de vopsea (2) depuse pe suprafata formei (1) a ndash actiunea fortelor b ndash fisurarea c ndash exfolierea
Contractia liniara libera a vopselelor variaza intre 15 si 7 ea este minima la vopselele pe baza de cromit si zircon cu lianti organici
Deformarile straturilor de vopsea sunt similare cu cele ale formelor si depind substantial de natura componentei refractare si a liantilor (fig 40) Cu cat proportia de rasina este mai mica si grosimea stratului mai mare cu atat rezistenta vopselelor este mai mica
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 40 Deformarea libera a vopselelor pe baza de bentonita si apa ( a 1 ndash marsalita + lesie sulfitica 2 ndash cromita 3 ndash distensilimonit 4 ndash zircon + bentonita) si cu alti lianti (b 1 ndash corindon +bentonita 2 ndash zircon + silicat de sodiu 3 ndash zircon +polivinil butiral) si in functie de granulatia componentei refractare ( c 1 ndash nisip cuartos 2 ndash marsalita 3 ndash zircon deshidratat la 1200degC)
Rezistenta la eroziune a formelor si miezurilor poate fi substantial marita prin utilizarea vopselelor de impregnare ca de exemplu solutie de 10 polistiren in solvent 10 solutie de latex sau silicat de sodiu
Prin impregnare substanta penetreaza in porii formei datorita fortelor capilare cca 70 din porii formei pot fi astfel obturati Cu cat dimensiunile porilor sunt mai mici cu atat cantitatea de solutie impregnata este mai mare (creste de exemplu de la 29 la 34 prin trecerea de la nisip de granulatie 0315 la 0016mm
Coeficientul de impregnare ( VPO ndash volumul de pori obturat Vpt ndash
volumul de pori total) este de Ki = 085-099 procesul de impregnare este franat de aerul din pori prin rodarea formelor procesul de impregnare este intensificat
Au fost elaborate mai mutle tipuri de compozitii de impregnare si antiaderente1 compozitii cu 5-12 latex B 4-5 lesie sulfitica 3-4 argila 25-30 faina
de cuart 15-18 talc (talcul se introduce pentru reglarea adancimii de impregnare si pentru proprietati antiaderente) 005-01 detergent si in rest apa
Detergentul neionogen se foloseste pentru asigurarea constantei vascozitatii suspensiei timp de 3-5h la temperatura de 5-50oC argila din compozitie joaca un rol de stabilizator si mareste durabilitatea suspensiei lesia sulfitica mareste capacitatea de aplicare pe suprafata formei intrucat micsoreaza densiunea superficiala (este adaos activ superficial)
2 compozitii de serie (obisnuite) cu 05-10 latex
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
3 compozitii cu 12-15 latex 10-15 lesie sulfitica 4-5 argila refractara 25-30 marsalita artificiala 14-20 talc in rest apa (densitatea 144-146gcm3)
Prin folosirea acetsei compozitii la miezurile din nisip peliculizat la cald pe baza de razina fenolica s-a putut obtine o micsorare a lianului de 1-115
4 compozitia constituita din80-85 latex si 15-20 talc este folosita pentru formele crude (cu argila bentonita) in turnatoria de aliaje neferoase
5 compozitia cu 20-80 latex BS-85 si apa este folosita pentru miezuri complexe destinate obtinerii chiulaselor colectoarelor blocul cilindrelor etc Efectul se constata mai ales in cazul miezurilor complexe (tip panglica) cu sectiuni si treceri subtiri
Asadar impregnarea poate conduce la micsorarea consumului de liant (si de amestec de formare) la micsorarea defectelor de suprafata (incluziuni sulfuri aderente) si la micsorarea cazurilor de rupere a miezurilor subtiri (tip panglica)
5 Tendinta de formare suflurilor exogene
51 Morfologia si mecanismul formarii suflurilor exogene
Suflurile exogene reprezinta cavitati in peretii formei cauzate de gazele provenite la interactiunea otelului lichid cu peretii formei (miezului) Dimensiunile lor pot vazia intre 01 si 5mm Ele pot fi interioare si exterioare rotunde ovale si alungite (fig 41) Suprafata suflurilor este in general neteda si nu este oxidata
Suflurile exogene se formeaza in peretii pieselor turnate atunci cand presiunea gazelor (Pg) rezultate din forma la interfata cu coloana de otel lichid indeplineste inelgalitatea
in care Pm ndash presiunea metalostatica (inaltimea coloanei de aliaj lichid deasupra zonei luate in cnsiderare in care apar suflurile) Pc ndash fortele capilare Pext ndash presiunea exterioara (atmosferica)
Fig 41 Tipuri de sufluri exogene in piesele turnate din otel interioare ( a b c d ) si exterioare (e ) a ndash uniform repartizate pe sectiunea peretelui piesei b ndash rotunda la partea superioara a piesei c ndash periferice rotunde d ndash periferice rotunde si alungite e ndash periferice localizate la limita grauntilor
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Perioada de formare a suflurilor exogene corespunde domeniului hasurat in fig 42
Fig 42 Variatia presiunii ( a )si volumului gazelor ( b ) la turnarea otelului in forme nemetalice
Primul maxim al curbei Pg apare in primele momente ale contactului dintre otelului lichid si peretele formei iar cel de-al doilea ceva mai tarziu datorita permeabilitatii formei
Presiunea metalostatica Pm creste liniar (in conditiile unei viteze constante de turnare)
Sursele de gaze provenite din forma (miezuri chituri vopsele paste) sunt urmatoarele
- evaporarea si disocierea apei din amestecurile de formare si miezuire continutul de apa poate varia intre 0 si 10
- arderea substantelor organice (rasini sintetice ulei de in dextrine adaosuri carbonice faina de lemn etc) continutul acestora este cumprins intre 0 si 8 arderea este de obicei incompleta rezulta CO CO2 H2 O2 N2
- dilatarea aerului din porii formei- disocierea substantelor minerale (carbonatii de exemplu Na2CO3 CrCO3
NaHCO3 ci formare de CO2)- reactii dintre componentele din amestec (exemplu Na2CO3 + SiO2 = Na2SiO3 +CO2 Fe3O4 +CO = CO2 + FeO 2CO = CO2 + C)- reactii intre otelul lichid si impuritatile (rasina uleiuri) componentelor
metalice ale formelor (racitori suporti) de exemplu
(1 mg rugina formeaza 15cm3CO)
- reactii intre otelul lichid si componentele formei
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Volumul de gaze (Vg) degajat din amestecuri la turnarea otelului poate sa ajunga pana la 1200 cm3g amestec iar viteza de degajare (Wg) ndash intre 0-60 cm3s (fig 42)
Gazele in conditiile in care poseda o presiune mai mare decat cea metalostatica determina aparitia germenilor de sufluri la inerfata otel lichid - pori (care joaca rol de canale capilare) dimensiunile carora cresc pana ajung la dimensiunile care permit fortelor ascensionale (formula lui Stokes) sa se desprinda si sa se ridice in coloana de aliaj lichid Gazele pot patrunde in coloana de otel pana la inceperea procesului de solidificare
Prin incalzirea peretilor formei la contactul cu otelul lichid volumul de pori de obicei creste uneori pana la 50 datorita proceselor de sinterizare a granulelor de nisip numarul de pori cu raza mica (de exemplu sub 15μm) se micsoreaza iar cel al porilor cu raza mare (de exemplu 50-100μm) creste
52 Influenta factorilor tehnologici
Ca si celelalte reactii dintre otelul lichid-forma procesle de formare a suflurilor sunt influentate de cele patru grupe de factori tehnologici natura formei si a aliajului geometria piesei turnate si conditiile de turnare In tabelul 22 se arata influenta lor calitativa
Tabelul 22 Influenta calitativa a factorilor tehnologici asupra tendintei de formare asuflurilor exogeme (TSEX)Factor Vg bf V Rt P θ σ tt bm R Lal Lp Ln tt Re Hm Rc
TSEX + - + - - + + + - + - - - + - - -
a) Influenta naturii formei este determinata in principal de natura si cantitatea liantului si continului de apa din amestec
Rasinile degaja cea mai mare cantitate de gaze (Vg) bentonitele si argilele ndash cea mai mica (tabelul 23) Tendinta de formare a suflurilor se constata la turnarea otelurilor in forme crude si in cele cu rasini
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Tabelul 23 Cantitatea de gaze degajate de liantii din amestecurile de formareComponentele amestecului Regimul de uscare
temperatura oCduratemin Degajare specifica de gaze cm min 12
Nisip cuartos+bachelita +pacura
3203 212
Amestec vechi+nisip nou+bentonita+smoala de petrol+faina de lemn +apa
- 180
Nisip cuartor + amestec vechi + argila +silicat de sodiu + pacura +apa
20090 43
La formele crude gazele constau in principal din vapori de apaNatura gazului Forme crude Uscate Forme cojiVapori apa 50-60 8-12 3-5Substante sporice 30-40 45-60 80-90
Cantitatea de gaze rezultate depinde de natura atmosferei gazoase din forma (fig 43)
De mentionat ca vopselele constituie de asmenea surse importante de formare a suflurilor tinand seama de cantitatea mare de gaze care le degaja (de exemplu la vopsele cu grafit Vg ajunge pana la 150 mlg)
In formele crude suflurile exogene pot sa apara datorita exloziilor locale in peretii formelor (fig 20)
Tendinta de formare a suflurilor prin explozie este cu atat mai mare cu cat continutul de apa gradul de indesare si duritatea formelor sunt mai ridicate Acest tip de sufluri este mai insotit intotdeauna si de prezenta aderentelor mecanice
Fig 43 Variatia volumului de gaze degajate de lianti 1 ndash dextrina (in atmosfera de CO2 ) 2 ndash dextrina (in aer) 3 ndash dextrina (in argon) 4 ndash bachelita pulbere (CO2) 5 ndash bachelita pulbere (in aer) 6 ndash bachelita pulbere (in argon)
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Proprietatile termofizice ale formelor influenteaza tendinta de formare a suflurilor exogene (TS) si prin intermediul urmatorilor factori (tab 22)
- cresterea bf micsoreaca TS viteza de racire creste solidificarea otelului are loc mai repede
- cresterea ΔV mareste TS creste tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea si peretilor formei care joaca rol de canale capilare suplimentare
- cresterea Rt micsoreaca TS se reduce tendinta de fisurare a formelor si straturilor de vopsea
Asa se explica faptul ca la obtinerea pieselor mari din otel se folosesc amestecuri de model (pentru intreaga suprafata a formei nu numai pentru unele parti) pe baza de nisip de zircon comomagnezita samota care au conductivitatea termica de 2-3 ori mai mare decat nisipul cuartos
Proprietatile fizice ale formelor si vopselelor influenteaza TS prin intermediul razei capilare a porilor volumul de pori a presiunii maxime a razelor in straturile superficiale ale formei
- Cresterea Pg mareste TS valorile ridicate Pg se obtin in cazul formelor cu Vg
ridicat (apa lianti organici) permeabilitatea scazuta grand de indesare mare continut mic adaosuri organice (carbunoase faina de lemn) canalele de ventilatie sunt practicate in peretii formei si miezului tocmai pentru a micsora Pg uscarea formelor crude din acelasi motiv
Din acest punct de vedere prezinta un mare interes practic si teoretic tehnologia de vidare a formelor din amestecuri cu liant care conduce la urmatoarele efecte
- realizarea unei depresiuni (ΔP de 100-150mmcolH2O) in tot volumul formei ceea ce face ca Pg sa scada pana la valori neinsemnate sau chiar sa fie eliminat(fig 42a)
- realizarea unui flux de aer rece care patrunde la interfata otel lichid-forma care determina cresterea lui bf
- micsorarea ΔV si deci imbunatatirea calitatii suprafetei pieselor turnateProprietatile chimice ale formelor se refera in primul rand la reactiile care au loc
intre unele elemente din otel si din forma- dizolvarea azotului in otel folosirea repetata a amestecurilot cu rasini
determina cresterea continutlui de azot (reactia NH3 = N+3H) in forma (de exemplu pana la 040 N dupa 20 de cicluri de refolosire) care ulterior se dizolva partial in otel lichid si prin aceasta marese tendinta formarii suflurilor endogene Intre continutul de azot din otel si cel din forma exista o dependenta directa (fig 44) De exemplu la formele cu 0395 N2 continutul acestuia in otel este de circa 5-6 ori mai mare decat in cazul utilizarii amestecurilor fara azot Continutul de azot este maxim la interfata otel-forma si se micsoreaza odata cu cresterea distantei
Astfel de exemplu cresterea continutului de azot in rasinile fenolformaldehidice (prim modificarea cu uree si folosirea catalizatorilor cu azot) poate sa determine marirea acestuia de la 0092 la 037 N2
Continutul critic de azot in otel este de 0026-0029 iar in forme 013-014 depasirea cestor continuturi conduce la aparitia suflurilor superficiale tip sita caracterizate prin forme ovale si diametreu de 02-45mm suflurile comunica prin canale cu exteriorul piesei
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
In fig 44 bc se arata influenta N2 asupra TSEX
Fig 44 Interdependenta dintre continutul de azot din otel si formele de turnare (a) si dintre azot si TSEX (b c)
Deosebit de intense sunt reactiile dintre C Al Mg Ti si Fe din otel cu apa (vaporii de apa) din peretii formei
Gazele rezultate (CO si H2) determina aparitia suflurilor tip sita Suflurile cauzate de H2 au forme alungite si sunt repartizate cu precadere la limita grauntilor Ele se formeaza mai ales la piese cu pereti subtiri (R=10-25mm) si la umiditati de peste 5 Ele sunt localizate in partea opusa alimentatoarelor
Vaporii de apa se condenseaza partial in timpul turnarii otelului pe peretii formelor superioare mai mici
Tendinta de formare a suflurilor tip sita este accentualta la turnarea otelurilor in forme cu rasina intarita la cald si la rece
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Folosirea in aceste cazuri a adaosurilor de 05-10Fe2O3 (cu puritate ridicata Fe2O3 +FeO = 88) suprafata specifica 25m2g=10m2g) determina reactiile (la 1100-1200oC)
In acest mod este preintampinata aparitia hidrogenului care se indeparteaza odata cu bulele de CO Este posibila si reactia suplimentara de legare a hidrogenului
Formarea faialiteipune in libertate oxigenul atomic care poate lega
si el atomii de hidrogenIn acelasi mod poate fi preintampinata aparitia sulfurilor cauzate de azot
b)Influenta naturii otelului se realizeaza prin catacteristicile lui fizice (θσ) si metalurgice (Δtk tt)
Tensiunea superficiala si unghiul de umectarea ale otelurilor influenteaza direct viteza de germinare a incluziunilor gazoase (suflurilor) la interfata din topitura metalica si orificiile porilor
Conform schemei din fig 45a la otelurile care poseda valori relativ scazute θ si σ fata de peretii formei deci care prezinta o capacitate de umectare mai mare mecanismul germinarii si cresterii incluziunilor gazoase (suflurilor) este urmatorul
- patrunderea otelului lichid in capilare (porii) formei coloana de topitura avand suprafata concava
- evacuarea coloanei de otel din capilare sub actiunea presiunii gazelor cand
- germinarea incluziunii gazoase sub actiunea Pg (fig 177 a pozitia 1) germenii au diametrul la suprafata de contact egala cu cel al canalului capilar (porilor) deci este mic
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 45 Schema formarii suflurilor exogene la otelurile cu σ si θ mic (a c) si σ si θ mre (b d) ac - germinarea suflurilor la interfata otel ndash forma b d ndash formarea incluziunilor gazoase M ndash otel lichid F ndash forma C ndash capilar I ndash incluziuni gazoase (sufluri) 1-5 etapele formarii suflurilor gazoase
- crestrea germenilor (pozitiile 2 si 3) pana se obtin incluziuni gazoase ovale- gatuirea la nivelul interfetei otel lichid - peretii formei incluziunii (sub
actiunea presiunii metalostatice laterale) si desprinderea suflurii de peretele formei (pozitia 4)
Momentul desprinderii este influentat de fortele hidrostatice (mai ales cele de ridicare) curentii de convectie coeficientul de frecare dintre incluziunea gazoasa si coloana de aliaj lichid fortele de adeziune a incluziunilor gazoase fata de peretele formei fortele mecanice (franarea deplasarii incluziunilor de catre dendrite din stratul in curs de solidificare miezuri partile proeminente ale formelor)
- penetrarea din nou a otelului lichid in porii formei (pozitia 1)Penetrarea otelului lichid in porii formei si refularea coloanei metalice astfel
formate la aparitia fiecarei bule precum si disparitia intermitenta a germenilor face ca energia consumata pentru fiecare bula in parte sa fie mai mare si deci tendinta de formare a suflurilor mai mica
La otelurile cu σ si θ mari deci cu capacitate mica de umectare a peretilor formei si porilor situatia este diferita
- penetrarea otelului lichid in porii formei preactic nu are loc- germenii incluziunilor gazoase au o suprafata de contact mult mai mare cu
forma si deci bulele care rezulta au dimensiuni mult mai mari (pozitia 2 si 3)
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
- gatuirea si desprinderea suflurilor datorita presiunii metalostatice se realizeaza cu un consum mai mic de energie
- mentinerea permanenta a germenilor (pozitia 1) duce la micsorarea consumului de energie pentru formarea suflurilor tendinta de formare a lor este mai mare
Avand in vedere mecanismul descris particularitatile otelurilor din punct de vedere al formarii suflurilor exogene (TS) sunt urmatoarele
- otelurile dezoxidate poseda o tendinta mai mare de formare a suflurilor exogene σ si θ mai mari (de exemplu θ=65-90o la otelurile puternic oxidate)
- otelurile cu continuturi ridicate de Si si alte elemente superficiale (de exemplu Se) poseda o TS relativ mica
- variatia continutului de Si si Mn in oteluri determina schimbarea σ si influenteaza TS (fig 46)
- otelurile cu tendinta mare de oxidare (de exemplu cele aliate cu Cr Ti Al sau dezoxidate cu Ca Mg) poseda σ si θ cu valori ridicate si deci TS mare
- otelurile inalt aliate cu mangan poseda o tendinta mica de umectare a peretilor formei si deci o valoare mare a TSEX
Fig46 Influenta Si si Mn asupra tensiunii superficiale ( σ ) la otelurile slab aliate
Energia de formare a germenilor de sufluri la suprafata formei este mai mica in volumul coloanei de otel lichid ( in raport de 118 ) la otelurile care umecteaza ndash acest raport este practic de 11
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Suflurile exterioare se formeaza prin deformarea crustei solidificate ( fig 47)
Fig 47 Formarea suflurilor exterioare 1 ndash forma 2 ndash crusta metalica in curs de solidificare 3 ndash otel lichid 4 ndash ruperea crustei sub actiunea Pg 5 ndash suflura cuprinsa in coloana de aliaj lichid
c) Influenta geometriei piesei si a conditiilor de turnare
Marirea grosimii peretilor piesei turnate ( R ) determina intensificarea procesului de formare a suflurilor oxogene din mai multe motive cresterea valorii temperaturii de contact ( TC ) si a presiunii gazelor ( Pg ) a duratei de raciere a otelului a continutului de H si O dizolvat in otel in urma reactiei de descompunere a apei si de oxidare secundara (fig 48 )
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 48 Variatia continutului de hidrogen (a) si de oxigen (b) in otel in functie de grosimea peretelui piesei si a continutului de umiditate 1- 62 2 ndash 59 3 ndash 53 4 ndash 48 5 ndash 41 6 ndash 33 7 ndash 29 8 - 0 A ndash continutul de hidrogen inainte de turnare
Factorii geometrici legati de constructia piesei si tehnica turnarii influenteaza direct campul de temperatura in peretele formei si mai ales temperatura de contact si in acest mod procesele de degajare a gazelor Astfel cresterea distantei peretelui fata de alimentator (Lal) a lungimii retelei de turnare (Lr) a distantei dintre piese in forma (LP) si a razei de curbura (RC) dintre pereti micsoreaza temperatura TC si deci TSEX
Temperatura de turnare T din contra mareste TSEX
Factorii de curgere tin seama de cifra Reynolds ( Re ) si presiunea metalostatica (Pm)
Cifra Re influenteaza mai ales tendinta de formare a suflurilor de tip sita datorita modului de repartitie a H si O pe sectiunea peretelui piesei ( fig 49)
Fig 49 Influienta cifrei Reynolds (Re) a vitezei de racire (VR) si a presiunii metalostatice la turnarea otelului asupra tendintei de formare a suflurilor exogene
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Rezulta ca in conditiile curgerii linistite ( Re mic ) si a pieselor cu pereti subtiri ( VR mare ) tendinta de formare a suflurilor de tip sita este mai pronuntata Mecanismul suflurilor tip sita consta in difuzia hidrogenului rezultat in urma reactiei otelului cu vaporii de apa spre locurile unde se formeaza bule de CO pe baza reactiei
FeO + C = Fe + CO
Etapele de formare a suflurilor tip sita sunt prezentate in fig 50Socul hidraulic la turnarea otelului in forme cu miezuri poate determina
deplasarea inversa a aliajului in zonele spre alimentator si in acest fel sa micsoreze gradientul de temperatura ( Δ T ) si deci poate detemina reducerea tendintei de formare a suflurilor tip sita Asa se explica de ce suflurile tip sita apar frecvent la piesele cu pereti subtiri si in partea opusa a alimentatorului ( fig 51 )
Variatia presiunii metalostatice face ca suflurile sa se formeze cu precadere in partile superioare ale piesei turnate ( fig 49)
Fig 50 Etapele de formare a suflurilor tip sita a ndash formarea bulei de CO b si c ndash cresterea bulei datorita difuziei hidrogenului
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 51 Influenta grosimii peretelui (c) si ad istantei fata de alimentator (b) asupra TS
6 Variatia compozitiei chimice a pieselor turnate la interfata cu forma
La contactul dintre otelul lichid si forma pot avea loc unele reactii metalurgice de natura sa schimbe compozitia chimica oxidarea unor elemente
Natura gazelor in formele de turnare
S-a aratat ca la temperaturi ridicate ( 1100hellip15000 C ) in formele de turnare au loc reactii chimice importante in urma carora rezulta CO CO2 H2 H2O O2 C etc
Principalele reactii sunt- arderea CO COgaz + frac12 O2 gaz rarr CO2 gaz
- disocierea apei H2Ogaz harr H2 gaz + frac12 O2 gaz
- arderea hidrogenului CO2 gaz + H2 gaz harr CO + H2Ogaz
- arderea carbonului solid - 2Csolid + O2 gaz harr 2COgaz
Csolid + O2 gaz harr CO2 gaz
- gazeifierea carbonului solid - Csolid + CO2 gaz harr 2COgaz
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Csolid + 2H2 gaz harrCH4
- interactiunea dintre carbonul solid si vaporii de apa Csolid + H2Ogaz harr COgaz + H2 gaz
Csolid + 2H2Ogaz harr CO2 gaz + 2H2 gaz
- disocierea hidrocarburilor CH4 gaz harr Csolid + 2H2 gaz
- reactia dintre CH4 si H2O CH4 gaz + H2Ogaz harr CO + 3H2
In formele cu rasini atmosfera contine CO CO2 CH4 H2 si poseda in afara de proprietati de oxidare-reducere un potential de carbon valoarea caruia determina procesele de carburare-decarburare a otelului in sistemul metal-gaz in conditiile in care Pcf ne Pc ( Pcf ndashpotentialul de carbon din forma Pc -potentialul de carbon in otel)
Cand Pcf gt Pc carbonul trece din faza gazoasa in otel si-l carbureazaCompozitia gazelor depinde de natura liantului si variaza in timp ( fig52 )Volumul gazelor degajate in formele cu rasini este de peste 300 de ori mai mare
decat al aerului din porii formei Ca urmare compozitia chimica se schimba intr-o mica masura Cu cresterea temperaturii au loc reactii intre unele componente ale gazelor insa caracterul reductor fata de otel se mentine
Compozitia gazelor depinde mult de tipul formelor aproape ca nu se schimba la formele deschise in timp ce la formele inchise se inregistreaza variatii importante (fig 52)
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Fig 52 Variatia compozitiei gazelor degajate la interfata metal ndash forma a ndash lianti cu rasina cu intarire la rece b ndash liant + silicat de sodiu c ndash silicat de sodiu 1 ndash forme deschise 2 ndash semiinchise 3 ndash inchise
Procesele de oxidare determina aparitia filmelor de oxizi care in cazul otelurilor aliate pot constitui defecte grave Tendinta de oxidare se manifesta sub anumite temperaturi critice de exemplu pentru otelul Cr18Ni9Ti ndash 1600hellip 16300C otelul Cr20Ni5Mn12AlV ndash 1500hellip15800C cu cresterea temperaturii tendinta de oxidare scade ( fig 53)
Fig 53 Dependenta lungimii totale a peliculei de oxizi in functie de temperatura pentru otel a ndash Cr18Ni9Ti b ndash Cr20Ni5Mn12AlV 1 ndash probe placi 2 ndash probe tip bucse
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
Peliculele sunt mult mai bogate in elemente de aliere ( de exemplu 8 fata de 20 Mn 6 Si fata de 09 30hellip32 Cr fata de 18 210 Ti fata de 005 )
Conform diagramei Fe-C-CO2 ( fig 54 ) decarburarea otelurilor are loc in domeniul B unde are loc reactia Fe3C + CO2 = 2CO + 3FeO ( de exemplu turnarea otelurilor in forme ceramice obinute in modele usor fuzibile )
Fig 54 Diagrama de echilibru Fe-C-Co-Co2
Carburarea otelurilor are loc in cazul folosirii amestecurilor cu rasini La piese mari grosimea stratului carburat poate fi de 2-7 nm iar zona de trecere ndash pana la 15 nm
Prin introducerea Fe2O3 in amestec se intarzie procesul de Carburarea suprafetei pieselor din otel se constata si in cazul turnarii otelului in
forme vidate ermetizate in folie si in forme si modele de polistiren gazeificabile in timpul turnarii
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
BIBLIOGRAFIE
1 Sofroni L ndashElaborarea si turnarea aliajelor ( fonte oteluri aliaje neferoase ) Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1975
2 Bratu C Butnariu I - Maselote pentru piese si lingouri turnate Sofroni L Munteanu V din otel Bucuresti Editura Tehnica 1993 3 Brabie V Bratu C ndash Tehnologia elaborarii si turnarii otelului Chira I Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1979
4 Geru N ndash Metalurgie fizica Bucuresti Editura didactica si pedagocica 1981
5 Geru N Chircă D ndash Materiale metalice structura proprietati Bane N Marin N utilizari Bucuresti Editura Tehnica 1985 Cosmeleaţa C Ripoşan I
6 Gacircdea Suzana Petrescu M - Metalurgia fizica si studiul metalelor ( partea II ) Bucuresti Editura didactica
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
si pedagogica 1981
7 Domşa A Domşa S - Materiale metalice in constructia de masini si instalatii ( vol II ) Cluj-Napoca Editura Dacia 1981
8 Nehendzi I A ndash Turnarea otelului ( trad din lb rusa ) Bucuresti Editura Tehnica 1952
9 Sulte Iu A - Turnarea pieselor din otel ( lb rusa ) Kiev Vista scola 1983
10 Todorov R P ndash Structura si proprietatile pieselor turnate Nikolov M V din oteluri grafitizate ( lb rusa ) Moscova Metalurgia 1976
11 Erşov G S ndash Bazele fizico-chimice ale alierii rationale Bicikov In B ale otelurilor ( lb rusa ) Moscova 1982
12 Goldstain Ia E - Modificarea si microalierea fontelor si Mizin V G otelurilor Moscova 1986
14 Kalinikov E S ndash Oteluri rezistente la temperaturi joase ( lb rusa ) Moscova 197615 Roesch K sa ndash Oteluri turnate ( lb germana ) Duseldorf Verlag Stahleisen MBH 1966
16 Wlodawer R ndash Solidificarea dirijata a pieselor turnate din otel ( lb engleza ) Oxford 1966
17 Valisovskii V - Aderente pe piesele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1983
18 Medvedev Ia I - Gaze si procese fizico-chimice in Formele turnate ( lb rusa ) Moscova Constructia de Masini 1980
