Preview

Вестник Концерна ВКО «Алмаз – Антей»

Расширенный поиск

Применение наукоемких технологий при освоении корпусного литья из магниевых сплавов для ЗУР ЗРК С-400 «Триумф»

Полный текст:

Аннотация

Впервые рассмотрен оригинальный научно обоснованный подход к проектированию технологических процессов литья крупногабаритных корпусных отливок из магниевых сплавов, изготавливаемых в комбинированных формах (кокиль с внутренним песчаным стержнем). Данный подход включает в себя решение комплекса задач с целью обеспечения условий направленности затвердевания и непрерывности питания отливок. Для решения этих задач для каждого этапа заполнения формы и формирования отливки на основе методов литейной гидравлики и тепловой теории литья были получены выражения для расчета требуемых технологических параметров от температуры заливки расплава до времени выдержки сформированной отливки в форме. Данные расчетные методики были объединены в пакет программ, который прошел успешную апробацию в АО «ММЗ «АВАНГАРД» и ПАО «ДНПП» для изготовления отсеков зенитных управляемых ракет для зенитно-ракетного комплекса С-400 «Триумф» и«Бук-М3».

Для цитирования:


Моисеев В.С., Бобрышев Б.Л., Попков Д.В., Кошелев О.В., Моисеев К.В. Применение наукоемких технологий при освоении корпусного литья из магниевых сплавов для ЗУР ЗРК С-400 «Триумф». Вестник Концерна ВКО «Алмаз – Антей». 2018;(2):65-74.

For citation:


Moiseev V.S., Bobryshev B.L., Popkov D.V., Koshelev O.V., Moiseev K.V. Using knowledge-intensive technologies to master magnesium alloy casting for surface-to-air missile bodies of the S-400 Triumf anti-aircraft weapon system. Journal of «Almaz – Antey» Air and Space Defence Corporation. 2018;(2):65-74. (In Russ.)

Одной из основных конструктивных особен­ностей изделий специального назначения, применяемых в современных отечественных изделиях ракетной техники, является использование литых заготовок из высокопрочных магниевых сплавов.

Применение магниевых сплавов позво­ляет обеспечить оптимальное соотношение массы к мощности изделия и соответственно тактико-технические характеристики изделия в целом.

Разработка технологического процес­са литой заготовки - многофакторная зада­ча, от решения составляющих которой зави­сит не только качество отливки, но и затраты на ее изготовление, включающие в первую очередь стоимость оснастки, трудоемкость процесса и его металлоемкость. Для малога­баритных и неответственных отливок риск ошибки невелик. Однако он существенно повышается для отливок со значительным циклом технологической подготовки произ­водства.

К числу таких литых заготовок относит­ся крупногабаритное корпусное литье для зе­нитных управляемых ракет (ЗУР) зенитно-ра­кетного комплекса (ЗРК) С-400 «Триумф».

В настоящее время многие предприятия при разработке технологических процессов литья используют различные системы ком­пьютерного моделирования (СКМ). При этом снижаются затраты на апробацию и корректи­ровку оснастки, а также общее время цикла до получения опытной партии отливок.

Однако ни одна современная СКМ пока не в состоянии оценить рациональность спроекти­рованного технологического процесса литья.

Основные оценочные критерии каждой СКМ - обеспечение заполняемости формы и отсутствие (либо наличие допустимых) уса­дочных дефектов.

Конечно, пытаться устранить или умень­шить влияние этих недостатков на качество отливки, а также снизить ее металлоемкость можно методом итераций. Однако эффектив­нее и надежнее проводить предварительные расчеты необходимых технологических па­раметров получения этих заготовок с целью обеспечения выполнения технических условий при минимальной металлоемкости.

Для реализации данного подхода при разработке технологических процессов литья крупногабаритных корпусных отливок из маг­ниевых сплавов в комбинированную форму (кокиль с внутренним песчаным стержнем) была создана система автоматизированного проекти­рования, решающая комплекс задач по расчету:

  • исполняемых размеров литниковои системы (ЛС);
  • температуры заливки расплава в форму;
  • распределения температур расплава в форме в конце ее заполнения;
  • непрерывности питания вертикальных стенок отливки и необходимых технологиче­ских напусков;
  • прибылей и холодильников.

Решение первой задачи возможно при заданных параметрах конструкции самой ЛС.

Для отливок рассматриваемого класса очевидно применение вертикально-щелевой конструкции ЛС (рис. 1) [1]. При этом можно использовать две схемы:

  1. вертикальная щель примыкает непосред­ственно к наружной стенке отливки (рис. 1, а);
  2. роль вертикальной щели выполняет сама отливка, что позволяет исключить отвод теплоты через боковые стенки вертикальной щели и в итоге снизить температуру перегрева заливаемого в форму металла (рис. 1, б).

 

Рис. 1. Схема корпусной тонкостенной отливки с вертикально-щелевой системой в случаях, когда вертикальная щель примыкает непосредственно к наружной стенке отливки (а) и когда роль вертикальной щели выполняет отливка (б):

1 - прибыль; 2 - стенка отливки; 3 - технологический напуск; 4 - приливы на внутренней поверхности отливки; 5 - стояк; 6 - литниковый ход; 7 - колодец; 8 - вертикальная щель

 

Расчет литниковой системы при извест­ных рекомендованных соотношениях суммар­ных площадей элементов ЛС проводится на основе уравнения Бернулли [2] с учетом критических значений критерия Рейнольдса и экспериментально установленных коэффици­ентов расхода.

Для расчета температуры заливки лит­никовую систему и рабочую полость формы разбивают на N участков примерно постоян­ного сечения в направлении течения металла.

Тогда температуру заливки расплава tзал, при которой исключается допустимое сниже­ние его температуры в форме, можно опреде­лить на основании решения уравнения теплового баланса [3]. При этом учитываются:

  • скорость расплава в форме (принимая во внимание уменьшение металлостатического на­пора);
  • отвод теплоты перегрева в кокиль (при­нимая во внимание изменение толщины слоя огнеупорной краски на его рабочей поверхно­сти);
  • конвективный теплообмен в потоке при сбросе расплава в приливы отливки с учетом критериев Нуссельта и Пекле;
  • теплоотвод в песчаный стержень.

В результате температуру заливки рас­плава в форму можно определить как [4]:

где tфн , tвхк - температуры формы начальная и расплава на входе в вертикальный колодец, °С;

bфп, bфк - коэффициенты аккумуляции теп­лоты кокиля и песчаной формы, стояка и лит­никового хода соответственно, Вт · с1/2/(м2 · K);

αс, αлх - коэффициенты теплоотдачи от потока расплава к поверхности формы стояка и литникового хода соответственно, Вт/(м2 · K);

Fc, Fлх - суммарные поверхности стояков и литниковых ходов соответственно, м2 ;

с′, ρ′ - удельная теплоемкость, Дж/кг · K, и плотность, кг/м3, жидкого сплава соответ­ственно;

Qф - расход расплава при заполнении фор­мы, м3/с.

При этом, согласно [2], важно обеспе­чить проточно-поперечное течение при запол­нении полости формы вертикально-щелевой литниковой системы. Для этого рассчитыва­ется величина поперечного растекания рас­плава на каждом выделенном уровне высоты отливки, которая должна быть не меньше не­которого заданного геометрического параме­тра (для данного типа отливок - 1/4 длины окружности).

Расчет температур расплава в верхнем и нижнем слоях рабочей полости формы в конце ее заполнения при проточно-поперечном тече­нии следует выполнять с учетом того, что запол­нение нижнего заканчивается раньше верхнего.

Поэтому за время заполнения габарит­ной формы (h > 1000 мм) до верхнего сечения в нижнем может начаться затвердевание рас­плава после его остановки.

На этапе заполнения формы расплавом стенку кокиля можно рассматривать как полу- ограниченную в тепловом отношении вслед­ствие малой продолжительности процесса. На основании решения задачи [4] для полуогра- ниченного тела при граничных условиях треть­его рода изменение температуры в форме от ос­нования отливки до ее верха можно рассчитать, решая уравнения для удельного теплового по­тока через поверхность кокиля.

При этом, зная заданную температуру за­ливки формы, необходимо учитывать:

  • начальную температуру кокиля и его коэффициент аккумуляции теплоты;
  • коэффициент теплоотдачи от потока расплава в кокиль (принимая во внимание тол­щину слоя краски на нем);
  • коэффициент конвективной теплоотдачи;
  • среднюю скорость подъема уровня ме­талла в форме.

Зная температуру на входе в основании отливки tвхн и рассчитав ее для верхних слоев tкн, можно установить среднюю температуру расплава по высоте:

Полученные параметры распределения температуры по высоте отливки в конце ее за­полнения входят в число исходных данных для расчета непрерывности питания вертикальных стенок отливки и необходимых технологиче­ских напусков.

Расчет последовательности затвердева­ния отливки выполняется на основе известно­го аналитического решения задачи в теории затвердевания [5].

Отличие составляет определение тепло­обмена в комбинированной форме в виде суммы коэффициентов аккумуляции тепло­ты кокиля и песчаного стержня. При этом для кокиля рассчитывается эффективный коэф­фициент аккумуляция теплоты путем замены кокиля эквивалентной в тепловом отношении полуограниченной формой и использованием математической модели его температурного поля [6]:

где bк - коэффициент аккумуляции теплоты кокиля, (Вт · с1/2)/(м · K);

K, Θ, K, BiK - критерии Фурье и Био для кокиля, 

ак - коэффициент температуропроводно­сти кокиля, м2/с;

δк - толщина стенки кокиля, м;

tpn - средняя расчетная температура отлив­ки в процессе затвердевания, °С;

tос - температура окружающей среды, °С;

λ K - коэффициент теплопроводности ко­киля, Вт/(м · K);

tк - начальная температура кокиля, °С;

f - функция нестационарности теплового режима кокиля:

где λπκ - коэффициент теплопроводности по­крытия (краски) кокиля, Вт/(мК);

δπκ - толщина покрытия, м;

kq - коэффициент теплоотдачи через стен­ку кокиля, Вт/(м2 · K).

Результаты анализа последовательности затвердевания стенки отливки служат основой для расчета технологического напуска, обеспе­чивающего ее питание. При этом использует­ся критерий непрерывности фильтрационного питания [7]:

где Gτ - средний градиент температуры в стенке отливки по ее длине, K/м;

Vt - средняя скорость охлаждения стенки при затвердевании, К/с.

Непрерывность питания отливки обеспе­чивается, если выполняется условие

Kq ≥ (Kq )кр,

где (Kq )кp - критическое значение критерия непрерывности питания.

Для отливок из сплава МЛ5 (Kq )кp = = 2,4105 К · с/м2 при устранении макропори­стости или ограничении микропористости.

На основе математической модели тем­пературного поля затвердевающей отливки получена система уравнений для расчета дис­танции действия прибыли Lдп и толщины на­пуска δнн (см. рис. 1):  

где tэв - эквивалентная начальная темпера­тура расплава в верхнем сечении стенки, °С,

t3H - температура расплава, заполнившего форму, °С;

tлик - температура ликвидус и солидус сплава, соответственно, °С;

tсол - температура солидус сплава, °С;

τз - среднее время затвердевания стенки отливки, с;

τзп - время затвердевания прибыли;

 - эффективные коэффициенты температуропроводности, м2/с, и аккумуляции теплоты, (Вт · с1/2)/(м2 · К), сплава в интервале кристаллизации;

tp - средняя расчетная температура затвер­девающей отливки.

Длина технологического напуска lн на стенке отливки lн = h0 - lgп. Толщина напуска внизу δнп равна припуску на механическую обработку.

Расчет размеров отливки сводится к рас­чету размера основания сечения конической прибыли Вп с последующим определением верхнего размера сечения Впв и высоты прибыли Нп по соотношениям с Вп (см. рис. 1):

Нп =K1Bп, Впв =K2Bп.

Для магниевых отливок K1 = 1,9...2,0 для открытых прибылей и K1 = 1,5...1,6 для закры­тых прибылей, K3 = 1,1 ...1,2 [2].

Величина Вп определяется методом по- узлового расчета путем решения уравнения теплового баланса прибыли [8]:

Qзп = Qф + Qтп + Qпо

Статьи теплового баланса определяются в зависимости от Вп. Особенности расчета теп­лоты, выделенной при затвердевании прибы­ли Qзп, состоит в том, что учитывается уменьшение объема металла в прибыли вследствие усадки при затвердевании отливки и прибыли:

Lп - длина прибыли, равная длине верхней части стенки отливки с прибылью, м;

εν - относительная объемная усадка спла­ва при затвердевании, для магниевых сплавов εv = 0,05...0,06;

V0 - объем отливки (без колодцев), м3.

Теплота, отведенная от прибыли в фор­му (кокиль) Qф, определяется следующим об­разом:

bэфп - эффективный коэффициент аккумуля­ции теплоты формы прибыли, (Вт · с1/2)/(м2 · К).

Теплота, отведенная из прибыли тепло­проводностью в стенку отливки:

Теплота, отведенная с открытой поверх­ности прибыли:

ε - степень черноты открытой поверхно­сти прибыли.

Решением уравнения теплового баланса прибыли с учетом выражений для определения его статей получено:

Для закрытой прибыли A6 = 0.

Расчет холодильника для песчаного стержня с целью уменьшения времени затвер­девания рассматриваемого массива (бобышки, фланца и т. д.) или протяженного элемента отливки до требуемого значения (τзпр) для соз­дания направленного затвердевания сводится к определению размеров холодильника и тол­щины слоя краски на его поверхности (при выбранном материале холодильника и составе краски). При этом принимаются следующие два допущения. Первое - термическим сопро­тивлением газового зазора между отливкой и холодильником можно пренебречь по сравне­нию с термическим сопротивлением слоя кра­ски. Тогда значение коэффициента теплоотда­чи в холодильник от отливки будет:

,

где λκх - коэффициент теплопроводности краски холодильника, Вт/(м·К);

δκх - толщина слоя краски холодильника, м.

Второе допущение предполагает исполь­зование в решении уравнения теплового балан­са холодильника его средней температуры, что возможно, если его толщина (масса) выбра­на такой, чтобы повышение его температуры практически не влияло на время затвердевания массива. Тогда, по данным источников [3, 9], требуемая толщина холодильника может быть определена как

где сх - удельная теплоемкость материала хо­лодильника, Дж/(кг · К);

ρх - удельная плотность материала холо­дильника, кг/м3.

Рассмотренные методики были реализо­ваны в виде пакета программ, прошли апроба­цию и были успешно применены для разработ­ки технологических процессов изготовления крупногабаритных корпусных отливок из спла­вов МЛ5 и МЛ10 в комбинированную фор­му (кокиль с внутренним песчаным стерж­нем). Полученные результаты расчетов были проанализированы с помощью СКМ ProCast. В частности, на рис. 2-7 показаны основные этапы моделирования разработанного техно­логического процесса изготовления отливки «Корпус», а именно, моделирование процесса заполнения формы (см. рис. 3) отражает стабильность соблюдения условий неразрывно­сти и ламинарности потока расплава, что обе­спечивают параметры литниковой системы. Анализ температурных полей и образования твердой фазы (см. рис. 4) показывает обеспе­чение условий направленности затвердевания отливки в процессе ее формирования, что зада­ется начальным распределением температуры расплава в конце заполнения формы, а также исходным градиентом температур кокиля по его высоте и условиям теплообмена между затвердевающим расплавом и формой через предварительно рассчитанный переменный слой теплоизолирующей краски. Образование усадочной пористости (см. рис. 6) в отливках позволяет определить места их формирования и допустимую величину. При отклонении от нормы, предусмотренной техническими ус­ловиями на отливку, проводится повторный расчет технологических средств, обеспечива­ющих непрерывность питания соответствую­щих зон литой заготовки (прибылей, техноло­гических напусков, холодильников, толщины теплоизоляционной краски) исходя из мини­мизации ее металлоемкости.

 

Рис. 2. Чертеж детали «Корпус»

 

 

Рис. 3. Распределение скоростей в процессе заполне­ния расплавом рабочей полости литейной формы, м/с: а - τ = 5 с; б - τ = 25 с; в - τ = 50 с; г - τ = 63 с

 

 

Рис. 4. Изменение температурных полей в процес­се заполнения расплавом рабочей полости литейной формы и затвердевания отливки (в сечении), °С: а - τ = 55 с; б - τ = 172 с; в - τ = 432 с; г - τ = 762 с

 

 

Рис. 5. Анализ образования твердой фазы (в сечении), %: а - τ = 46 с; б - τ = 112 с; в - τ = 402 с; г - τ = 802 с

 

 

Рис. 6. Образование усадочной пористости: а - более 10 %; б - более 20 %

 

 

Рис. 7. Продолжительность процесса кристаллизации, с: а - с внешней стороны отливки; б - по сечению отливки

 

Для определения времени выдержки от­ливки в кокиле до ее извлечения рассчитыва­ется продолжительность процесса кристаллизации (см. рис. 7), что важно для минимизации задолженности литейной оснастки и повыше­ния производительности процесса получения литых заготовок.

Анализ полученных результатов как для данной отливки, так и для остальных литых элементов конструкции ЗУР для ЗРК С-400 «Триумф» из магниевых сплавов показал высо­кую эффективность результатов расчетов всех технологических параметров.

В результате была спроектирована кон­структорская документация и изготовлена ли­тейная оснастка. После отработки техноло­гических процессов все спроектированные отсеки как из сплава МЛ5 для изделий АО «ММЗ «АВАНГАРД», так и из сплава МЛ10 для изделий ПАО «ДНПП» были подвер­гнуты первой группе контроля согласно ОСТ 1.90248-77 и успешно выдержали его. Проведенные квалификационные испытания также показали, что изготовленные отсеки полностью удовлетворяют требованиям тех­нических условий.

Таким образом, эффективность приме­нения разработанных методик для расчетов технологических параметров крупногабарит­ного корпусного литья из магниевых сплавов в комбинированную форму высока за счет ком­плексности решаемых задач и надежности вы­даваемых результатов.

Список литературы

1. Галдин Н.М. Литниковые системы для отливок из легких сплавов. М.: Машиностроение, 1978. 199 с.

2. Галдин Н.М., Чистяков В.В., Шатульский А.А. Литниковые системы и прибыли для фасонных отливок. М.: Машиностроение, 1992. 256 с.

3. Вейник А.И. Теория затвердевания отливки. М.: Машгиз, 1960. 495 с.

4. Неуструев А.А., Моисеев В.С., Смыков А.Ф. Разработка САПР технологических процессов литья. М.: ЭКОМЕТ, 2005. 216 с.

5. Лыков А.В. Теория теплопроводности. М.: Высшая школа, 1967. 392 с.

6. Баландин Г.Ф. Основы теории формирования отливки. В 2 ч. М.: Машиностроение. Ч. 1, 1976. 328 с. Ч. 2, 1979. 335 с.

7. Неуструев А.А. Формализация условий фильтрационного питания литых заготовок // Обработка легких и специальных сплавов. М.: ВИЛС, 1996. С. 228-238.

8. Неуструев А.А., Моисеев В.С. Автоматизированное проектирование технологических процессов литья. М.: МГАТУ, 1994. 256 с.

9. Неуструев А.А. Тепловой режим холодильника, установленного в песчаной форме // Труды МАТИ. 1960. № 48. С. 103-123.


Об авторах

В. С. Моисеев
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования «Московский авиационный институт (национальный исследовательский университет)»
Россия


Б. Л. Бобрышев
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования «Московский авиационный институт (национальный исследовательский университет)»
Россия


Д. В. Попков
Акционерное общество «Московский машиностроительный завод «АВАНГАРД»
Россия


О. В. Кошелев
Акционерное общество «Московский машиностроительный завод «АВАНГАРД»
Россия


К. В. Моисеев
Акционерное общество «Московский машиностроительный завод «АВАНГАРД»
Россия


Для цитирования:


Моисеев В.С., Бобрышев Б.Л., Попков Д.В., Кошелев О.В., Моисеев К.В. Применение наукоемких технологий при освоении корпусного литья из магниевых сплавов для ЗУР ЗРК С-400 «Триумф». Вестник Концерна ВКО «Алмаз – Антей». 2018;(2):65-74.

For citation:


Moiseev V.S., Bobryshev B.L., Popkov D.V., Koshelev O.V., Moiseev K.V. Using knowledge-intensive technologies to master magnesium alloy casting for surface-to-air missile bodies of the S-400 Triumf anti-aircraft weapon system. Journal of «Almaz – Antey» Air and Space Defence Corporation. 2018;(2):65-74. (In Russ.)

Просмотров: 67


Creative Commons License
Контент доступен под лицензией Creative Commons Attribution 4.0 License.


ISSN 2542-0542 (Print)