Вспомним забыты технологии: Основы технологии отливок с использованием углесодержащих формовочных материалов. Часть 5. Опыт производства отливок из титановых и других сплавов ответственного назначения с использованием углеродистых формовочных материалов

Стойкость разработанного противопригарного покрытия проверялась на специальной установке для разливки стали под регулируемым давлением из ковша емкостью 0,5 т. В герметично закрытый ковш с металлом, предварительно разогретый до 900-1000ºС, погружали металлопровод почти до дна, над металлопроводом устанавливали форму, заполненную аргоном, и в камеру с установленным в ней ковшом с металлом, подавали воздух под давлением 1,60-1,65 кгс/см², который вытеснял металл из ковша в графитовую форму [4].

Высокому качеству поверхности отливки способствовало отсутствие контакта металла с воздухом, легко регулируемая и, как правило, очень высокая скорость разливки.

Существенным недостатком графита является его недостаточное сопротивление эрозии потоком металла. Защитное покрытие из 65% циркона, 30% карбоксиметилцеллюлозы КМЦ и 5% пульвербакелита отслаивалось при сушке, и были разработаны новые, из дистен-силлиманита, эмали, полученные сплавлением 35-40% Na₂O, 18-25% Al₂O₃, 18-12% SiO₂, 8-11% CaO, 7-12% B₂O_3, 0,3-0,5% CoO₂, КМЦ и лигносульфоната технического (далее ЛСТЖ).

В лабораторных условиях исследовали стабильность, кроющую способность, механическую прочность и термическую стойкость этих покрытий в зависимости от содержания органических составляющих по методике ГОСТ 10772-64. Расслаивание покрытия уменьшалось с повышением содержания КМЦ, но во всех случаях через сутки отстоя краска разделялась на три слоя – воду, суспензию и осадок наполнителя. Пользоваться ею рекомендуется не более чем через 2-3 ч после приготовления либо интенсивно размешивать перед распылением. Кроющая способность определяется главным образом вязкостью и плотностью красок; установлено, что с увеличением плотности до 1,6-1,65 вязкость меняется незначительно – от 1 до 5 пуаз, а при увеличении плотности до 1,7 – 1,8 г/см³ возрастает до 10-35 пуаз. Увеличение содержания КМЦ с 10 до 15% также увеличивает вязкость с 3 до 6 пуаз при плотности 1,6; наоборот, добавка 5-10% ЛСТЖ снижает вязкость покрытий.

Механическую прочность определяли по потере массы образца через 5 мин встряхивания на приборе М-028; при изменении содержания ЛСТЖ с 0-10 до 10% при общем содержании КМЦ+ЛСТЖ (15-20%) потеря массы образца пропорционально снижались с 0,30 до 0,08%. Термическую стойкость покрытий оценивали по количеству трещин в слое при нагреве и охлаждении на воздухе с выдержкой 10 мин через каждые 100ºС. Покрытия 10-15% КМЦ и 5% ЛСТЖ не давали трещин при нагреве до 1200ºС, а на покрытиях с 10% ЛСТЖ трещины появлялись уже при нагреве до 600ºС, так как в органическом связующем образуются и возгоняются низкомолекулярные продукты.

Составы покрытий в %, испытанные в условиях разливки, даны в табл. 1.

 Таблица 1

Дистен-силлиманит и эмаль применяли в тонкоразмолотом состоянии (94,28% менее 0,05 мм), ЛСТЖ – при плотности 1,2-1,3, КМЦ – в виде 4,5%-ного водного раствора. Все компоненты размешивали с водой в краскомешалке 1 ч до плотности 1,6-1,65 и наносили на графит пульверизатором слой толщиной ~0,3 мм. Опытным путем установлено, что для равномерного распределения покрытия температура поверхности графита должна составлять 70-120ºС. При 15-30ºС образуются подтеки, а выше 120ºС не получается гладкой поверхности слоя краски вследствие вскипания воды.

 После окрашивания формы сушат 1,0-1,5 ч при 200ºС для полного удаления влаги. При литье стали Х18Н10Т со скоростью 2,4-5,3 м/мин надежную защиту графита при получении качественной поверхности отливок обеспечивало покрытие состава 3. После извлечения отливок покрытие частично осыпалось. Остаток его легко удаляется воздухом под давлением ~ 3 кГс/см² или струей воды 3 – 5 кГс/см².

Для получения плотных отливок из сплава ВТ-5Л применяют центробежное литье или заливку под избыточным давлением 2-5 кГс/см² инертного газа, электромагнитным воздействием и др. [6].

При изучении этих методов давление на затвердевающий сплав создавали с помощью электромагнитного кондукционного насоса с рабочим каналом из графита, ярмом из армко-железа, обмоткой электромагнита и элементами токоподвода к рабочему каналу из электротехнической меди. При питании постоянным током 5000 А установка позволяла развивать давление в сплаве до 2 кГс/см². Тепловые условия затвердевания плоских отливок определяли при заливке графитовых форм.

Составы использованных смесей приведены в табл. 2

Таблица 2

Тепловые характеристики формы с учетом использовавшихся материалов содержится в табл. 3.

Таблица 3

Коэффициенты определяли экспериментально, измеряя температурные поля затвердевающей титановой отливки в виде диска толщиной 20 мм и диаметром 160 мм и графитовых форм с толщиной стенки 60 мм из смесей, приведенных в табл. 3. Формы прессовали давлением 30 кГс/см². Для смесей № 1 и № 3 применяли горячее прессование при температуре оснастки 250ºС. По результатам экспериментов получены теплофизические константы графитовых прессованных форм (табл. 3). Рассчитывали константы по формулам Вейника.

Предложенный метод расчета продолжительности затвердевания титановых отливок в графитовых формах в условиях повышенного давления успешно используют для решения практических задач.

Авторы [1] из значений сцепления величин предела прочности графитовых смесей определяли углы отклонения и внутреннего трения, а затем рассчитывали боковой распор и коэффициенты Пуассона.

Если учесть, что по структурно-механическим свойствам формовочных смесей очень мало данных, а для графитовых смесей результаты получены впервые, то представляется весьма интересным сравнить полученные величины бокового распора и коэффициенты Пуассона с данными [2, 3] для других материалов (табл. 3 источника [1]). Из данных табл. 3   источника [1] видно, что графитовые уплотняемые смеси приближаются к песчано-глинистым, а прессуемые –  к структурам с конденсационно-кристаллизационными связями.

Таким образом, получены константы графитовых формовочных смесей, представляющие самостоятельный интерес для идентификации изучаемых систем и позволяющие оценить предел прочности.

Для разработки математической модели, описывающей на основе физических представлений зависимость предела прочности от состава и параметров приготовления смеси, надо выделить свойства исходных материалов, являющееся носителем предела прочности композиции. Многочисленные эксперименты не выявили зависимости ее предела прочности от поверхностного натяжения жидкости, но позволили обнаружить влияние вязкости связующих растворов. Для проверки на специальной установке были проведены специальные исследования, когда вязкость смолы РНФ-1 изменяли в 40 раз, а скорость нагружения – в 20 раз.

Установлено, что предел прочности зависит от скорости нагружения, т.е. предложенный механизм разрушения правомочен и позволяет выявить количественную сторону влияния скорости нагружения.

Таким образом, в основу построения математической модели прочности должно быть положено условие разрушения формовочной смеси за счет преодоления сопротивления течения вязкой ньютоновской жидкости в зависимости от ее вязкости.

Применение реологических характеристик позволяет решить вопрос о стандартизации показателей свойств формовочных композиций независимо от их основы и содержания дисперсионной среды.

Практически все применяемые в настоящее время для изготовления форм огнеупорные оксиды термодинамически неустойчивы по отношению к жидкому титану, поэтому в качестве огнеупорного наполнителя форм для получения отливок из тугоплавких металлов применяют в основном промышленный графит. В последнее время для получения отливок из титана используют керамические формы, покрытые пиролитическим углеродом при термическом разложении углеводородных газов, поэтому практически важно правильно выбрать огнеупорные материалы основы. Изучали различные материалы для покрытия пироуглеродом: SiO₂ – маршалит; Al₂O₃ – электрокорунд; SiO₂ · Al₂O₃ – дистенсиллиманит [5].

Были произведены расчеты констант равновесия и изменения изобарно-изотермического потенциала всех возможных реакций пироуглерода и этих материалов в интервале 1000-2500ºК.

Значения констант равновесия К_р реакций с участием AlO Al₂O и SiO рассчитывали энтропийным методом, основанным на одной из форм преобразованного уравнения Гиббса-Гельмгольца.

Термодинамический анализ показал, что при температурах заливки титана в формы 2100-2250 ºК наиболее вероятно взаимодействие пироуглерода с SiO₂ и SiO₂ · Al₂O₃, поэтому при использовании для получения титановых отливок маршалитовых и дистенсиллиманитовых форм, покрытых пироуглеродом, существует вероятность образования на поверхности отливок слоя с измененной структурой из-за насыщения его газами и окислами.

Для сопоставления результатов термодинамического анализа с реальным развитием процессов взаимодействия в форме были проведены специальные исследования.

Маршалитовые, дистенсиллиманитовые и электрокорундовые формы, изготовленные по выплавляемым моделям, покрывали пиролитическим углеродом при термическом разложении поверхности формы и его концентрации в газовой смеси с аргоном 3,8% по объему. Продолжительность процесса покрытия изменяли от 30 до 60 мин, опытные формы заливали в гарнисажно-дуговой печи ВДЛ-5 сплавом титана ВТЗ-1 при 240-280 об/мин центробежного механизма печи под вакуумом.

При заливке маршалитовых и дистенсиллиманитовых форм, покрытых пироуглеродом, продолжительностью 30 мин на отливках получался темный пригар, глубина поверхностного слоя отливок с измененной структурой колебалась от 50 до 100 мкм.

Температуру полиморфного превращения 990ºС определили по методике ВИАМ. При этом микроструктура основного материала отличается от микроструктуры с поверхности, т.е. при температуре заливки титана пироуглерод взаимодействует с SiO₂, образуя газовую фазу, а толщина пленки пироуглерода недостаточна для предотвращения, попадания газов в контактную зону металл-форма, поскольку бόльшая часть осажденного пироуглерода вступает во взаимодействие с оксидами формы.

При заливке дистенсиллиманитовых и маршалитовых форм, покрытых пироуглеродом, за 60 мин толщина пленки осажденного пироуглерода оказалась достаточной, чтобы воспрепятствовать проникновению газообразных продуктов реакции к поверхности металла и блокировать непосредственное взаимодействие металла с окислами формы.

При заливке корундовых форм, покрытых пироуглеродом, за 30-60 мин пригара на отливках не было, цвет их был от золотистого до белого и измененная структура на поверхности отсутствовала. Во всех случаях науглераживание и наводораживание металла на открытых отливках не происходило, количество углерода в металле не превышало 0,06% и водорода 0,004% и разница в содержании последнего на поверхности и в сердцевине не наблюдалась. Химический состав исследованных отливок соответствовал требованиям ОСТ 1.90013-71 для сплава ВТЗ-1. Макроструктура отливок была идентична, величина зерна соответствовала 6-му баллу шквалы ВИАМ, разницы в величине зерна в поперечном и продольном сечениях отливок не наблюдалось. Дефектов металлургического характера при микроисследовании обнаружено не было. Механические свойства исследуемых отливок соответствовали ТУ 01-294.

Таким образом, термодинамический анализ и проведенные исследования показали, что использование получения отливок из титана керамических форм, покрытых пиролитическим углеродом, приводит к значительному изменению физико-химических процессов, протекающих на границе металл-форма.

При температурах заливки титана наиболее интенсивно протекает взаимодействие пироуглерода с маршалитовым и дистенсиллиманитовыми формами с образованием газовой фазы, служащей причиной образования ряда поверхностных дефектов на отливках. Однако с увеличением толщины слоя пиролитическогоуглерода вероятность образования поверхностных дефектов на отливках значительно уменьшается.

Наиболее целесообразно использовать в качестве огнеупорного материала для изготовления литейных форм электрокорунд. После заливки титана взаимодействие пироуглерода с электрокорундом маловероятно, поэтому качество поверхности отливок будет определяться в основном физико-химическими процессами на границе металл-пироуглерод. Экономически более целесообразно изготовлять из электрокорунда первые два-три слоя формы, а остальные – из других огнеупорных окислов, например из дистенсиллиманита.

Свойства поверхностного слоя титановых отливок (ПСл) в первую очередь определяются его химическим составом. Послойный микроспектральный анализ отливок из сплава ВТ5Л, улучшенных в различных формах, показал, что ПСл представляет собой сплав сложного состава, отличного от матричного металла (ММ) (табл. 4) и переменного по глубине слоя δ_сл.

 Таблица 4

Большинство элементов ПСл  ( Al, С, O₂, N₂, H₂), являясь стабилизаторами, повышает температуру β→α-превращения в Ti. Неравномерное распределение элементов по δ_сл влечет за собой неодиниковую температуру β→α-перехода, изменяющуюся от максимальной на поверхности отливки до температуры β→α-перехода в матричном металле. С, O₂, N₂, H₂ – примеси внедрения – искажают кристаллическую решетку Ti. Все это является причиной неодинаковых по величине напряжений и соответствующего распределения микротвердости  Н_µ в ПСл. Зависимости дефекта получены в помощью микротвердомера ПМТ-3 с интервалом измерений 0,05 мм при нагрузке на индентор 50 г и являются статистически значимыми не менее чем для шести измерений.

Наиболее близким по составу к ММ является ПСл кокильной отливки. Очевидно, в этом случае Н_µ определяется повышенным содержанием N₂, который наиболее активно влияет на твердость Ti.

Для графитовой горячепрессованной формы в [8] повышенное содержание Al и Si можно объяснить взаимй ПСл обогащается действием Ti с золой графита, а содержание O₂ и H₂ определяется концентрацией адсорбированных формой газов и влаги.

Корундовая форма активнее других взаимодействует с отливкой вследствие восстановительных реакций Al,  Si и O₂.

Пироуглерод, нанесенный на корундовую форму [10], существенно снижает активность химического взаимодействия формы с Ti, вследствие чего в ПСл наблюдается хотя и повышенная концентрация элементов, но значительно меньшая, чем при литье в корундовую форму. Однако для пироуглеродной формы по сравнению с графитовой характерно пониженное содержание С и повышенное Н₂. Вероятно, в ПСл попадает водород, адсорбированный из углеводородно-азотной смеси, в среде которой наносится пироуглерод. N₂, который вместе с Н₂ адсорбируется в форме, является также причиной охрупчивания металла. Можно полагать, что либо вакуумный обжиг форм перед заливкой, либо нанесение пироуглерода в вакууме позволит получить ПСл, не уступающий ПСл отливок из графитовых форм по выплавляемым моделям [11].

Для отливок с толщиной стенки от 5 до 20 мм δ_сл≤1 мм. С уменьшением теплоаккумулирующей способности формы δ_сл увеличивается (табл. 5), что говорит о влиянии на ПСл теплообмена между отливкой и формой.

Таблица 5

Очевидно ПСл отливки формируется за счет диффузии продуктов взаимодействия Ti с материалом формы через твердую поверхность отливки. Граница между фронтом диффузии и ММ несплошная, поскольку диффузия идет, в основном, по границам зерен. Степень насыщения ПСл зависит от времени контакта отливки с формой в интервале температур диффузии и активности продуктов взаимодействия отливки с формой, снижение которой позволит получить ПСл со свойствами, приближающимися к свойствам ММ.

Одним из путей решения этой задачи является создание на рабочей поверхности формы защитных покрытий, диссоциирующих при контакте отливки с формой (высокая температура, вакуум) и снижа.щих активность диффундирующей среды разбавлением ее нейтральными к Ti элементами.

Для предотвращения газоусадочной пористости и раковин в соответствующих узлах титановых отливок необходимо создать давление на затвердевающий металл > 1-5 кгс/см². Обеспечение таких давлений обычными прибылями при стационарном формировании отливки невозможно, поэтому широко распространен центробежный способ получения титановых отливок с вертикальной осью вращения формы.

Как показывают расчеты, в реальных условиях необходимое центробежное давление осуществляется подбором жидкого металла в прибыли от центрального стояка, которое после перемерзания питателей падает ниже критического, и в отливке возникают дефекты. Достаточное давление в прибыли после перемерзания питателей может быть создано за счет газового давления в прибыли, развиваемого веществами: а) взаимодействующими с расплавом Ti с образованием газовой фазы; б) с низкой температурой кипения.

Используемый для прибылей газового давления на стальных отливках мел неприменим, так как образующийся СО₂ будет взаимодействовать с Ti с исчезновением газовой фазы.

Посвященная этой технология может составить исключительный интерес, если заинтересованный производитель пожелает заняться литьем из титансодержащих сплавов. Для этого ему надо будет внимательно изучить публикацию [13] и использовать практические результаты.

Авторы [9] разработали оптимальную смесь для графитовых форм.

Для получения форм с повышенной плотностью и пониженной усадкой при обжиге был избран метод горячего прессования смеси дробленого электродного графита ЭГ1 и пульвербакелита ПК-104 со спеканием под давлением 30-50 кгс/см² между двумя горячими модельными плитами при 200-250ºС за 8-10 мин для стопочной заливки.

При изучении свойств горячепрессованных форм стандартные образцы спекали на лабораторном прессе при температуре оснастки 250ºС и давлении 10-60 кгс/см². Образцы прокаливали, нагревая до 500ºС по 200 град./ч, выдерживали 2 ч, затем нагревали так же до 1000ºС, выдерживали 6 ч и охлаждали их с печью до 300ºС. Все операции осуществлялись в автогенерируемой восстановительной атмосфере. С повышением содержания пульвербакелита прочность формы σ_b  растет до определенного предела, зависящего от прилагаемого давления. Максимум прочности находится в пределах 12-24% содержания связующего, причем этот максимум тем меньше, чем ниже давление. При 30-50 кгс/см² он соответствует 18% связующего. Прочность форм из смеси разнозернистого графита с 18% пульвербакелита непрерывно растет с давлением, а из смесей с большим содержанием связующего прочность падает независимо от его изменений. Такой же максимум образуется при 24% пульвербакелита у форм увеличением содержания связующего усадка образцов возрастает и  тем больше, чем мельче графит (для смесей с заданной зернистостью). С увеличением давления прессования усадка уменьшается. Характерной особенностью горячепрессованных форм является их небольшая усадка в связи с наличием упругих деформаций в зернах наполнителя, особенно в смесях с малым (5-10%) содержанием связующего при укреплении фракции наполнителя и возрастании давления прессования. В некоторых пределах содержания связующего и давления прессования даже наблюдается рост образцов. Определение плотности показало, что с повышением содержания пульвербакелита в смеси плотность материала форм монотонно снижается до 1,8-2,0 г/см³ в связи с увеличением доли коксового остатка плотностью 1,43-1,50 г/см³, меньшей плотности графита (2,1 г/см³). Выход коксового остатка находится в пределах 46-50% веса пульвербакелита в смеси, причем чем больше пульвербакелита, тем выше выход коксового остатка. Давление прессования на пик увеличением содаржания связующего и давления прессования объемный вес форм γ увеличивается, а их пористость П уменьшается, так как коксовый остаток располагается главным образом в межзерновом пространстве, образуя каркас, который за счет молекулярных и механических сил сцепления с зернами графита в основном и определяет прочность форм. На формирование прочности форм оказывают влияние, помимо толщины пленки коксового остатка, величина удельной поверхности зерен, их угловатость, а также величина контактной поверхности. Содержание связующего не следует повышать за 18-23%; увеличение давления прессования до 30-50 кгс/см² позволяет его снизить до 7-10%. Лучшим вариантом является смесь с преобладанием фракций 02÷0315, которые в сумме должны составлять не менее 60% с добавкой 4-5% пылевидной, которая способствует уменьшению поверхностнозеренных и межзеренных пор и позволяет снизить содержание связующего. Такой состав смеси можно считать оптимальным, формы при этом обладают прочностью 12-18 кгс/см² и весьма малой       (0-0,2%) усадкой. Суммарная технологическая усадка при изготовлении титановых отливок задается в пределах 1%. Метод горячего прессования позволяет получать отливки с высокой чистотой поверхности (условно   3 -   4 по ГОСТ 2289-59); глубина загрязненного поверхностного слоя на отливках составляет не более 0,2 мм. Хорошая текучесть графито-пульвербакелитной смеси обеспечивает получение форм для деталей сложной конфигурации и значительной высоты, достаточно высокой точности.

Настоящая публикация предложена авторами [9] в порядке обсуждения.

При разработке технологии изготовления литейных форм для получения титановых отливок традиционно не учитывались факторы доступности и экономичности формовочных материалов [12]. В условиях конверсии военного производства положение изменилось. При изготовлении отливок для товаров народного потребления нужны недорогие и дефицитных формовочные материалы, которые вместе с тем обеспечивают требуемый уровень качества литых изделий в условиях экологически чистого производства. Однако таких материалов не существует. Разрешение этого противоречия, как показали исследования, можно лишь при создании композитной литейной формы.

Если разделить функции прочности и точности формы, с одной стороны, и ее химической инертности, с другой, то наиболее приемлемой представляется форма на основе SiO₂ или более тугоплавкого оксида, но содержащая SiO₂ в качестве связующего.

Для исследования влияния SiO₂  на качество титановых отливок изготовили электрокорундовые формы со связующим материалом на основе ЭТС-40, который содержал 2,5…18% SiO₂  и 10% алюминиевого порошка АСД-4. Формы заливали сплавом ВТ20Л центробежным способом на установке УПХТ-2. Из отливок вырезали образцы разного сечения толщиной 5…15 мм и определяли глубину поверхностного видоизмененного слоя. При этом в отливках с увеличением толщины стенки наблюдали увеличение видоизмененного слоя, что объясняется, по-видимому, длительностью протекания физико-химических процессов на границе металл-форма в виде жидко- и твердофазный реакций, проходящих при высоких температурах.

Уменьшение σ_и (прочности) прокаленных форм с низким содержанием SiO₂ возможно компенсировать увеличением температуры прокалки и введением в керамическую суспензию термодинамически устойчивых легкоплавких порошков, например АСД-4 (5…15%), выполняющих роль высокотемпературного связующего.

Непрокаленным керамическим формам дополнительную прочность придает модельная масса, которая в процесс ее вытопки проникает в поря формы с внутренней и внешней сторон на некоторую глубину.

Уменьшение σ_и  некерамических форм отрицательно сказывалось на технологичности и качестве их изготовления (отслоение керамики, осыпание порошков, появление трещин на различных технологических операциях) и, следовательно, на качестве отливок.

Снижение содержания SiO₂ < 8% было нецелесоообразно не только по причине резкого уменьшения прочностных характеристик форм, но и по причине незначительного снижения глубины h_α видоизмененного слоя в титановых отливках. Так, при изменении содержания SiO₂ от 2,5 до 8% h_α изменялась в пределах 220…280 мкм, в то время как при изменении содержания SiO₂ от 9 до 18% h_α изменялась в пределах 260…870 мкм для отливок со стенками толщиной 5…15 мм.

Как показали исследования, SiO₂ неравномерно распределяется по сечению стенгки формы.

При нанесении последующих слоев покрытия жидкая составляющая керамической суспензии под действием капиллярных сил проникает через поры к первым слоям, насыщая их неустойчивой SiO₂. При уменьшении содержания SiO₂ в связующем пористость керамики увеличивается, в результате рабочая поверхность формы насыщается SiO₂ в большей степени. Последний слой, подсыхая, впитывает влагу, оставшуюся в средних слоях формы. При этом происходит обратная миграция SiO_2, о чем свидетельствует некоторое возрастание концентрации в последних слоях формы.

Таким образом, при содержании SiO₂ < 8% процессы интенсифицируются при формообразовании, приводя к незначительному  изменению h_α в титановых отливках.

Снизить содержания SiO₂ в рабочих слоях формы представляется возможным за счет торможения ее миграции к внутренней поверхности формы.

Применение комбинированных керамических форм позволило исключить операцию травления титановых отливок и за счет этого улучшить экологические условия их производства. Шероховатость поверхности отливок < 10…15 мкм, физико-механические характеристики отливок из сплава ВТ20Л соответствовали требованиям ГОСТа.

В результате проведенных исследований установлено:

• 1) снижение содержания SiO₂ в ЭТС-40 приводит, с одной стороны, к уменьшению h_α в титановых отливках (с помощью ЭВМ установлена зависимость h_α от технологических параметров литья), а с другой – к снижению прочности керамических форм;
• 2) компенсировать потери прочности керамических форм в прокаленном состоянии возможно увеличением температуры их прокалки и введением в суспензию легкоплавких тонкодисперсных термодинамически устойчивых порошков, выполняющих роль высокотемпературного связующего. В непрокаленном состоянии дополнительную прочность формам придает модельная масса, проникающая в поры формы;
• 3) распределение SiO₂ в слоях керамической формы неравномерно по причине ее миграции к рабочей поверхности формы из последующих слоев в процессе формообразования. Степень неравномерности распределения SiO₂ увеличивается с уменьшением ее содержания в связующем;
• 4) при изготовлении высококачественных отливок для товаров народного потребления целесообразно использовать комбинированные керамические формы с тормозящим слоем или несколькими слоями, предотвращающими миграцию SiO₂ к рабочей поверхности формы и позволяющими заменить дорогие и дефицитные формовочные материалы более доступными и дешевыми. Кроме того, такие формы обладают достаточно высокой прочностью и точностью геометрических размеров.

ЛИТЕРАТУРА

1. Челядинов Л.М. и др. Структурно-механические и реологические свойства графитовых смесей. «Литейное производство», 1976, № 8.
2. Евсеев А.С. Требование к формовочным смесям для изготовления форм прессованием. – Сб. трудов «Технологические свойства формовочных смесей». «Наука», М., 1968.
3. Рахматулин Х.А. и др. Вопросы динамики грунтов. Изд. Московского университета, М., 1964.
4. Воронина В.А. и др. Защитные покрытия графитовых форм. «Литейное производство», 1972, № 6.
5. Александров В.М., Васин Ю.П. и др. Реакции в керамической форме, покрытой пироуглеродом, при заливке титана. «Литейное производство», 1974, № 8.
6. Серебряков С.П. и др. Затвердевание титановых отливок под повышенным давлением. «Литейное производство», 1974, № 8.
7. Ковалев Ю.Г., Немировский М.Б. Свойства поверхностного слоя титановых отливок. «Литейное производство», 1977, № 3.
8. Глазунов С.Г., Моисеев В.Н. Конструкционные титановые сплавы. «Металлургия», М., 1973, с. 23.
9. Ковалев Ю.Г., Карпоав С.М., Гладышев Г.П. Оптимальная смесь для графитовых форм. «Литейное производство», 1974, № 12, с. 24.
10. Ковалев Ю.Г. и др. Влияние формы  на качество поверхностного слоя отливок из сплава ВТ5Л. «Литейное производство», 1974, № 10, с. 17-18.
11. Мельников В.С., Лукьянов В.И., Ковалев Ю.Г. Защита пироуглеродом поверхности при литье титановых сплавов. «Литейное производство», 1974, № 1, с.42.
12. Черников В.А. и др. Литейные формы для изготовления титановых отливок. «Литейное производство», 1992, № 7.
13. Ларионов А.Я. и др. Прибыли газового давления для титановых отливок. «Литейное производство», 1977, № 9, с. 11-13.

Авторы:

Канд.техн.наук, почетный литейщик Украины Белобров Е. А., инженеры Карпенкова О.Л.,

Белобров Л.Е., Белобров К.Е., Белобров Е. Л.

КНПП «Формовочные материалы Украины», г. Краматорск

Литье Украины, 2021, №6, с.23-33