X
تبلیغات
پروژه - ریخته گری
مقدمه ای بر تغذیه گذاری قطعات ریختگی
v\:* {behavior:url(#default#VML);} o\:* {behavior:url(#default#VML);} w\:* {behavior:url(#default#VML);} .shape {behavior:url(#default#VML);} Normal 0 false false false EN-US X-NONE FA MicrosoftInternetExplorer4 /* Style Definitions */ table.MsoNormalTable {mso-style-name:"Table Normal"; mso-tstyle-rowband-size:0; mso-tstyle-colband-size:0; mso-style-noshow:yes; mso-style-priority:99; mso-style-qformat:yes; mso-style-parent:""; mso-padding-alt:0cm 5.4pt 0cm 5.4pt; mso-para-margin:0cm; mso-para-margin-bottom:.0001pt; mso-pagination:widow-orphan; font-size:10.0pt; font-family:"Times New Roman","serif";}
مقدمه ای بر تغذیه گذاری قطعات ریختگی  بیشتر فلزات و آلیاژها در هنگام انجماد منقبض می شوند, این تغییر حجم نتیجه انقباض مایع به جامد است . تغییرات حجمی ضمن انجماد برای فلزات, حدود 3 تا 6 درصد و برای اکسیدهای دیرگداز ( ) مقدار بیشتری از این است . تغذیه گذاری عملی است به منظور جبران تغییرات حجمی فلز در حالت مایع و ضمن انجماد و هدف از تغذیه گذاری تولید قطعات ریهتگی عاری از معایب انقباضی است . این منظور با تعبیه محفظه ای اضافی از مذاب بنام تغذیه () که در قالب پیش بینی می شود تأمین می گردد . در شکل (1-1) بطور ساده رفتار یک تغذیه استوانه ای که بر روی یک قطعه مکعبی قرار گرفته نشان داده شده است . تغذیه و قطعه کاملاً درون قالب ماسه ای قرار گرفته اند . شکل (1-1) نحوه انجماد قطعه ای مکعبی از فلز خالص () : مراحل اولیه انجماد () : در جریان انجماد () : خاتمه انجماد انجماد مذاب بطور همزمان در قطعه و تغذیه آغاز می شود, جریان مذاب نیز از طرف تغذیه به طرف قطعه ریختگی برقرار خواهد شد . دلیل این امر آن است که تغذیه در سطح بالاتری از قطعه ریختگی قرار دارد . بطور کلی, یک تغذیه مناسب آن است که حفره های انقباضی را از قطعات ریختگی به داخل خود انتقال دهد, یعنی این گونه معایب نباید از تغذیه به قطعه ریختگی امتداد یابند . شکل (2-1) منحنی تغییرات حجم با درجه حرارت ذوب در سه حالت مذاب, خمیری و جامد . روشهای تغذیه گذاری قطعات چدنی همان طوری که قبلاً اشاره شد تبدیل حالت مایع به جامد در بیشتر فلزات همراه با کاهش حجم فلز بوده که اصطلاحاً این کاهش حجم را انقباض فلز می نامند . از هنگام ریختن مذاب به داخل محفظه قالب تا رسیدن درجه حرارت آن به درجه حرارت کارگاه, به طور کلی سه نوع انقباض در قطعات ریختگی بوجود می آید : 1- انقباض مذاب () از هنگام ریختن مذاب به داخل قالب آغازشده و تا شروع مرحله انجماد ادامه می یابد . 2- انقباض ضمن انجماد () این نوع انقباض بلافاصله پس از شروع انجماد مذاب در قالب آغاز شده و تا جامد شدن کامل مذاب بطول می انجامد . 3- انقباض قطعه در حالت جامد () انقباض اخیر پس از انجماد کامل قطعه آغاز شده و تا رسیدن به درجه حرارت کارگاه ادامه می یابد . این نوع انقباض در حقیقت با کوچک شدن همه جانبه قطعه ریختگی همراه است طبیعی است که مدلساز می تواند انقباض جامد قطعه ریختگی را با بزرگتر در نظر گرفتن مدل جبران کند .   انقباض در چدن ها : کنترل مراحل مختلف ریخته گری فلزات نظیر انتخاب درجه حرارت مناسب ریختن, توجه به عوامل مربوط به کنترل ترکیب شیمیائی و کیفیت متالوژیکی مذاب و مرغوبیت قطعات ریختگی از اهم مسائلی هستند که در تعیین قیمت محصول تولیدی نقش اساسی دارند . برای تهیه قطعات ریختگی با درصد بهره دهی بالا لازم است به مسائل مربوط به انقباض فلز (در مراحل مختلف سرد شدن مذاب در قالب) بهمراه کیفیت متالوژیکی مذاب توجه کافی مبذول شود. رفتار مربوط به انقباض حاصل از انجماد چدن ها تا حدودی با فلزات و آلیاژهای دیگر تفاوت دارد . اختلاف اساسی در این زمینه به حضورکربن آزاد (گرافیت) در چدن های خاکستری و چدن با گرافیت کروی مربوط است, زیرا در این گونه آلیاژها انجماد با یک مرحله انبساط قطعات ریختگی همراه است . فلز بیسموت و آب نیز نظیر چدن ها در هنگام سردشدن دارای مرحله انبساط هستند . هنگامی که آب را از درجه حرارت اطاق بتدریج سرد کنیم تا 4 درجه سانتی گراد به تدریج حجم آن کاش می یابد . از این درجه حرارت تا یخ زدن آب (صفر درجه سانتی گراد ) سرد شدن آب با انبساط همراه است . وقوع مرحله انبساط در چدن ها به این دلیل است که در هنگام تبدیل حالت مذاب به جامد, کربن به صورت آزاد تشکیل می یابد . از آنجائی که کربن آزاد  در حالت جامد حجم بیشتری را در مقایسه با حالت مایع خود اشغال می کند لذا تشکیل آن همواره با انبساط قطعه ریختگی همراه است . انبساط قطعه که نتیجه تشکیل کربن آزاد در چدن است موجب ایجاد فشار روی مذاب (در حال جامد شدن) می شود . این فشار می تواند مذاب را به طرف حفره های انقباضی رانده وموجب پر کردن آنها شود . لازم به یادآوری است که تمایل به ایجاد حفره های انقباضی در چدن خاکستری کمتر از چدن با گرافیت کروی است . در زیر انواع تغییر حجم هائی که در چدن های خاکستری و انواع چدن با گرافیت کروی (از هنگام ریختن مذاب در قالب تا رسیدن به درجه حرارت محیط) بوقوع می پیوندد اشاره شده است: 1- انقباض مایع : چدن مذاب را می توان در درجات حرارتی مختلفی به داخل قالب ریخت . هرقدر درجه حرارت ریختن مذاب بیشتر باشد انقباض آن نیزبیشتر خواهد بود . میزان درصد انقباض مذاب به ازاء هر 100 درجه سانتی گراد کاهش درجه حرارت (تا شروع مرحله انجماد) حدود 2/2 درصد (معمولا بین 016/0 تا 0245/0 و مقدار متوسط 022/0 درصد کاهش حجم مذاب به ازاء هر درجه سانتی گراد ) می باشد . برای مثال در صورتی که درجه حرارت ریختن مذاب 1430 درجه سانتی گراد در نظر گرفته شود مقدار انقباض مذاب تا رسیدن به نقطه انجماد چدن با ترکیب معلوم حدود 2/4 درصد خواهد بود . همه ریخته گران به خوبی با این نوع انقباض آشنا هستند . آنها در هنگام ریخته گری قطعات بسیار بزرگ به این موضوع برخورد کرده اند که چگونه لحظه ای پس از پر شدن قالب از مذاب, فلز را از راهگاه به طرف پائین یعنی به طرف محفظه قالب کشیده می شود و هم چنین به خوبی می دانند که برای حل این مشکل کافی است قدری مذاب اضافی, مجدداً به داخل راهگاه ریخته شود . تجربه به آنها می گوید که در ریخته گری قطعات بزرگ همیشه بهتر است پس از پر کردن قالب از مذاب قدری صبر کنند تا فلز از راهگاه به پائین کشیده شود و سپس برای جبران مذاب به پائین کشیده شده مجدداً راهگاه را از مذاب پر کنند (البته روش صحیح در نظر گرفتن تغذیه برای قطعه ریختگی است) . 2- انقباض ضمن انجماد : مقدار درصد این انبساط برحسب ترکیب شیمیائی چدن متغیر بوده و معمولاً حدود 3 درصد در نظر گرفته می شود . 3- انبساط قطعه : همان طوری که قبلاً گفته شد, تشکیل کربن آزاد در چدن موجب انبساط قطعه ریختگی می شود . مقدار این انبساط می تواند تا حدود 10 درصد حجم قطعه بوده باشد . 4- انقباض ثانویه : این انقباض بدنبال انبساط چدن صورت گرفته و مقدار آن معمولاً بین 75/4 تا 5/5 درصد است . 5- انقباض جامد : در اثر کاهش درجه حرارت قطعه در حالت جامد بوجود می آید . شکل (3-1) مراحل مختلف انقباض و انبساط نمونه ای از چدن محتوی کربن آزاد را نشان می دهد .   شکل (3-1) انقباض و انبساط چدن در جریان سرد کردن در محفظه قالب نکته مهم آن است که تغییرات حجمی در مراحل سرد شدن چدن ها نمی تواند کاملاً شبیه آنچه که در شکل فوق نشان داده شده انجام بگیرد, بلکه این تغییرات به عوامل دیگری نظیر استحکام قالب, میزان کربن آزاد در چدن, درجه حرارت ریختن, ترکیب شیمیائی و کیفیت متالوژیکی مذاب و عوامل دیگری بستگی دارد . بهرحال هرقدر میزان انبساط, در مرحله آزاد شدن گرافیت, بیشتر باشد نیاز به تغذیه گذاری کمتر بوده و حتی در مواردی نیازی به تغذیه گذاری قطعات ریختگی نیست . همان طوری که از ظاهر منحنی درجه حرارت- تغییر حجم مخصوص چدن ها استنباط می شود چنانچه مذاب از درجه حرارتی زیر 1320 درجه سانتی گراد ریخته شود هیچگونه انقباضی در قطعه ریختگی پدید نمی آید . حال آنکه چنین مطلبی الزامی نبوده و در شرائطی که بعداً به تفصیل خواهد آمد انقباض ثانویه علیرغم این که از نظر مقداری کمتر از انبساط چدن می باشد می تواند منشاء عیوب انقباضی در قطعات ریختگی چدنی باشد . با توجه به آنچه که قبلاً گفته شد می توان روش های زیر را جهت تغذیه گذاری قطعات چدنی به کار برد . )  تغذیه گذاری معمولی () )  تغذیه گذاری فشاری () )  تغذیه گذاری فشاری به کمک سیستم راهگاهی () )  عدم استفاده از تغذیه () )  تغذیه گذاری تقلیل فشار ()   تغذیه گذاری به روش تقلیل یا کنترل فشار ()  روش تغذیه گذاری تقلیل فشار که در گذشته در بعضی از صنایع چدن ریزی متداول بوده است امروزه بیشترین مورد مصرف را در ریخته گری قطعات چدنی دارد . در واقع باید متذکر شد بسیاری از کسانی که از این روش استفاده می کنند, اصول علمی آن را نشناخته اند . ریخته گری قطعات ضخیم چدنی (که حداکثر مدول آنها حدود 2 سانتی متر باشد) با روش تغذیه گذاری فشاری در قالب های غیرمتعادل (نظیر قالب های ماسه ای تر, پوسته ای ...) موجب تغییر شکل قالب شده و در نتیجه وجود مک های سوزنی در قطعات ریختگی را اجتناب ناپذی می سازد . یک راه حل عملی برای حل مشکل فوق استفاده از قالب هائی با استحکام بالا می باشد . متاسفانه در اکثر موارد استفاده از قالب های ماسه ای تر (که ضمناً دارای استحکام کافی نیستند) , بخصوص در روش قالب گیری ماشینی با سرعت تولید بالا, به دلیل اقتصادی بودن  تولید آن ضرورت داشته و لذا امکان تغییر شکل قالب در مرحله آزاد شدن کربن و انبساط قطعه وجود دارد . تغییرات حجمی درمرحله سردشدن و انجماد چدن های گرافیتی امکان استفاده از روش دیگری بجز روش تغذیه گذاری فشاری را میسر می سازد . در این روش, در آغاز مرحله انبساط چدن, اجازه داده می شود تا قطعه ریختگی مقداری از مذاب خود را بطرف تغذیه براند . بهرحال قبل از اینکه مرحله انبساط چدن خاتمه یابد چنین جریان معکوسی باید متوقف شده وفشار باقی مانده در قطعه صرف جبران انقباض ثانویه شود . مشخصه روش تغذیه گذاری تقلیل فشار باقی وجود تغذیه های تقریباً یا کاملاً سالم (بدون حفره انقباضی) پس از انجماد کامل قطعه است . از نظر تئوری, دریک تغذیه باید بین 3 تا 6 درصد حجمی حفره انقباضی رویت شود . بدیهی است در هنگامی که تغذیه به قطعه ریختگی متصل باشد این مقدار افزایش خواهد یافت . همان طوری که قبلاً گفته شد در این روش بیشتر تغذیه ها پس از ریخته گری سالم بوده و احتمالاً می توانند محتوی 2 درصد انقباض حجمی (بصورت حفره) باشند . طبیعتاً در اینجا این سئوال مطرح می شود که آیا بکار بردن این تغذیه ها بی فایده بوده است؟ پاسخ این سئوال منفی است, زیرا در صورت عدم استفاده از این گونه تغذیه ها قطعات ریختگی متخلخل خواهند بود . مجدداً این سئوال می تواند در ذهن شکل بگیرد که در جریان انجماد مذاب درون این تغذیه, چه اتفاقی به وقوع می پیوندد؟ به مجرد آن که قطعه و تغذیه از فلز پر شدند مذاب شروع به سردشدن و انقباض می کند . این انقباض بسهولت با مذاب موجود در تغذیه جبران می شود, از سوی دیگر مذاب موجود در تغذیه انقباض خود را نیز جبران می کند . انقباض حجمی مذاب در قطعه و تغذیه باعث پیدایش حفره انقباضی در تغذیه می شود به مجرد آن که مرحله انقباض مذاب بپایان رسید و مرحله انبساط آن آغاز شد, مذاب از طرف قطعه به طرف تغذیه جریان می یابد .(منوط بر آن که ارتباط قطعه و تغذیه از نظر جریان مذاب برقرار باشد) . در صورتی که این جریان برگشتی مذاب متوقف نشود فشار داخلی مذاب در قطعه ریختگی از بین رفته (به استثناء روش تغذیه گذاری متداول) و در نتیجه بروز معایب انقباض ثانویه در قطعه ریختگی اجتناب ناپذیر خواهد بود . برای درک بهتر مکانیزم فوق شکل (4-1) درنظرگرفته می شود .  شکل (4-1) نمودار فشار- تغییر شکل برای یک قالب ماسه ای تر درصورتی که فشار داخلی مذاب از  بیشتر باشد تغییر شکل و باد کردن قالب اتفاق افتاده و در صورتی که فشار زیر باشد معایب انقباض ثانویه در قطعه ریختگی بصورت مک های ریز میکروسکوپی یا حفره های درشت تر (در مناطق تمرکز حرارتی در قطعه ریختگی) بوجود می آیند . از آنچه که در فوق گفته شد می توان چنین دریافت که این امکان وجود دارد تا بتوان نوعی از سیستم تغذیه گذاری را طراحی کرد که اولاً با اجازه جریان مذاب از طرف قطعه بطرف تغذیه فشار داخلی مذاب را به زیر  تقلیل داده (تا تغییر شکل زیادی در قالب بوجود نیاید) و ثانیاً با قطع جریان مذاب از طرف قطعه بطرف تغذیه فشار کافی در داخل مذاب (بالای ) برای جبران انقباض ثانویه باقی بماند . بهرحال این نکته را باید بیاد داشت که چنین روشی در گذشته تنها از طریق تکرار و تجربه امکان پذیر بوده در حالی که امروزه مفاهیم علمی آن بیشتر شناخته شده است . در شکل (5-1) سه مرحله اساسی انقباضی و انبساطی مذاب و قطعه در جریان سردشدن در یک قالب نشان داده شده است . از آن جائی که تغذیه از نوع بسته است, لذا از انبساط مذاب تنها برای پر کردن تغذیه و جبران حفره انقباضی آن کفایت کرده و مابقی فشار حاصل از انبساط چدن, صرف جبران حفره های انقباضی ثانویه شده است . برای تفهیم مکانیزم سیستم کنترل فشار, شکل (5-1) بر شکل (6-1) منطبق شده است .   شکل (5-1) اصول تغذیه گذاری کنترل فشار ) حالتی است که راهگاههای فرعی جامد شده اند . ) حداکثر انقباض به انجام رسیده در قطعه که حاصل انبساط  ) تغذیه مجدداً توسط مذاب موجود آن است پر شده است .     شکل (6-1) تاثیر الگوی تغییرات حجمی در مکانیزم کنترل فشار  ) مذاب موجود در تغذیه از درجه حرارت  تا انتهای مرحله انقباض مذاب به طرف قطعه ریختگی جریان دارد .  ) در انتهای این مرحله جریان معکوس مذاب (از قطعه به تغذیه) آغاز می شود . این انتقال مذاب تا هنگامی که تغذیه کاملآً از مذاب پر شود ادامه می یابد . چون تغذیه از نوع بسته است لذا ادامه جریان مذاب از قطعه بطرف تغذیه (با پرشدن تغذیه) متوقف می شود .  ) انبساط بیشتر مذاب باعث افزایش فشار قطعه تغذیه شده اما به بالاتر از حدی که موجب تغییر شکل قالب شود, نمی رسد . انقباض ثانویه موجب تقلیل این فشار اضافی (بیشتر از فشار آمتسفر) می شود . چنانچه طراحی تغذیه بدرستی انجام گرفته باشد بیشتر فشار موجود در سیستم, حتی پس از انقباض ثانویه, همواره بالاتر از فشار آتمسفری بوده و لذا سبب می شود تا ریخته گر به قطعاتی عاری از معایب انقباضی دست یابد . قبل از پرداختن به جزئیات دقیق روش فوق لازم است به تاثیر درجه حرارت ریختن و زمان ریختن (در حقیقت متغیرهای اضافی دیگر) در تغییرات حجمی حفره انقباضی در تغذیه اشاره کنیم . این نکته را باید به خاطر داشت که حضور انبساط اضافی به مقدار  ضریب اطمینان کافی برای سلامت قطعات ریختگی نخواهد بود (شکل 6-1). چنانچه فشار داخلی (انبساط) , قابل پذیرش باشد آنگاه هدف, دستیابی به تغییرات قابل قبول  خواهد بود . بهرحال این یک واقعیت است که در شرایط عمل تغذیه گذاری در این سیستم نیازی به پرکردن کامل تغذیه (از طریق جریان معکوس مذاب) نبوده بلکه دسیابی به قطعات سالم به گونه ای که تغذیه نیز کلاً از مذاب پر نشود مورد نظر است . در این جا این سئوال منطقی را می توان مجدداً مطرح کرد که فشار حاصله در چنین سیستمی که تنها قسمتی از حفره انقباضی تغذیه از مذاب پر شده و قطعه نیز عاری از حفره های انقباضی باشد بایستی چه مقداری بوده باشد . اگر چه شکل (6-1) برمبنای فرض پرشدن کامل حفره انقباضی موجود در تغذیه رسم شده اما همان طوری که قبلاً ذکر شد در عمل نیازی به پرکردن کامل حفره انقباضی موجود در تغذیه نبوده و طرح این سیستم برمبنای اندازه حفره انقباضی در تغذیه قرار ندارد . چنانچه محل تماس تغذیه به قطعه ریختگی قبل از جریان معکوس مذاب از قطعه بطرف تغذیه جامد گردد یا قسمتی از آن جامد شود, این قسمت از سیستم راهگاهی نقش تعیین کننده ای در کنترل فشار داخلی مذاب بازی خواهد کرد . پس از محل اتصال تغذیه به قطعه ریختگی را باید به گونه ای انتخاب کرد که اولاً فشار حاصل از انبساط مذاب باعث تغییر شکل قالب نشده و از طرف دیگر این فشار موجب جریان حفره های انقباضی اولیه و ثانویه در قطعه ریختگی شود (یعنی قبل از آن که انبساط مذاب بمقدار زیادی تقلیل یابد باید محل اتصال تغذیه به قطعه ریختگی جامد گردد) . علاوه بر درجه حرارت ریختن مذاب, طرح صحیح سیستم تغذیه گذاری تقلیل فشار به مقدار بسیار زیادی به کیفیت متالوژیکی مذاب بستگی دارد . برای بررسی بیشتر چنین مسئله ای لازم است تغییرات حجمی و درجه حرارت ریختن مذاب بطور مستقل و در ارتباط با زمان بصورت نموداری نشان داده شود . شکل (7-1) زمان صفر نشان دهنده خاتمه ریختن مذاب به داخل قالب است . نمودار  برای حالت تعادلی رسم شده است, از آنجائی که این شرائط در ریخته گری قطعات (بعلت بالا بودن سرعت نسبی سرد شدن مذاب در قالب) وجود ندارد لذا نمودارهای  و  بر شرائط عملی منطبق هستند . حالت  برای مذابی با کیفیت متالوژیکی خوب و حالت  برای مذابی با کیفیت متالوژیکی ضعیف می باشد . برای حالت  فشار انبساطی مجاز بعد از  حاصل شده در حالی که برای حالت  این زمان  خواهد بود . در حالی که  از آن نظر ایده آل است که فلز کاملاً بصورت مذاب بوده اما درزمان  تقریباً 35 درصد مذاب بصورت جامد درآمده است . حد مجاز سیلان مذاب برای جبران حفره های انقباضی بر مبنای 75% جامد یا بیشتر نیز بصورت فرضی در نمودار شکل (7-1) نشان داده شده است . به بیان ساده مبنای طراحی سیستم تغذیه گذاری تقلیل فشار براساس زمان لازم برای رسیدن به ردیف مجاز فشار انبساطی قرار دارد, زمانی که طی آن مذاب بتواند در سیستم تغذیه (تغذیه و گردن تغذیه) جریان یابد . یعنی   که در آن زمان محدود برای سیلان مذاب از تغذیه , دقیقه   زمان رسیدن به فشار انبساطی مذاب (بدون تغییر شکل قالب)  در جزء ضخیم () قطعه ریختگی, دقیقه . است . برای سهولت بیشتر         شکل (7-1) دیاگرام اصلاح شده  سرد شدن . با استفاده از رابطه (چورنیف) :                                                           یا                                                                                همان طوری که خواننده توجه دارد درجه حرارت ریختن مذاب جایگزین درجه حرارت لیکدوس مذاب شده , لذا برای بررسی و تحلیل دقیق تر باید افت حرارتی در جریان ریختن مذاب بداخل قالب نیز در محاسبات منظور شد . البته بکاربردن درجه حرارت ریختن مذاب, که اندازه گیری آن در کارگاه های ریخته گری بسهولت انجام می گیرد, بجای درجه حرارت لیکدوس مذاب خطای جزئی در محاسبات پیش می آورد . مدول سیستم تغذیه که با حد سیلان مذاب متقارن است (در حضور 75%) , سانتی متر   مدول جزء ضخیم قطعه ریختگی, سانتی متر            فاز جامد مشترک ( ) هنگامی   که فشار مذاب (بدون تغییر شکل قالب  ) در جزء ضخیم قطعه ریختگی می رسد , 100% چنانچه                                                                                                           از آنجائی که دردرجات حرارتی ریختن بین 1300 تا 1500 درجه سانتی گراد  مستقل از درجه حرارت ریختن چدن مذاب است (در بین این درجات حرارتی اختلاف مقدار  تنها کمی بیشتر از 1% خواهد بود) لذا با انتخاب ثابت  رابطه فوق را می توان ساده تر کرد :                                  یا                                                این رابطه ساده  نشان می دهد که مقدار آن تنها به کیفیت متالوژیکی مذاب چدن بستگی دارد . مقادیر مجاز  بین صفر (کل انتخاب بصورت مذاب انجام می گیرد و 75/0 (حد سیلان مذاب داخل قطعه ریختگی) قرار دارد .                                                   شکل (8-1) مدول لازم برای انتقال مذاب () در سیستم تغذیه گذاری .  به  و کیفیت متالوژیکی مذاب بستگی دارد . بدنه تغذیه از بحث های فوق چنین نتیجه میشود که مدول تغذیه باید برابر  (یعنی مدول لازم برای انتقال کافی مذاب) بوده که در مورد مقدار مناسب آن در بحث های آتی بررسی بیشتری انجام خواهد شد . طرح گردن تغذیه ضمن آن که مدول گردن تغذیه باید برابر  باشد اما همیشه ابعاد مدول تغذیه را باید کوچک تر از حدی که برای اشکال هندسی مشابه که بطور جداگانه ریخته می شود در نظر گرفت . این کار بدان دلیل است که گردن تغذیه از یک طرف به قطعه ریختگی و از طرف دیگر به تغذیه متصل بوده و در حقیقت چنین سطوحی بعنوان سطوح سردکننده مذاب تلقی نمی شود. تأثیر دوم کاهش سرعت سردشدن و انجماد مذاب در گردن تغذیه, گرم شدن ماسه اطراف آن به  دلیل عبور مذاب از آن برای پر کردن قطعه یا تغذیه می باشد . یعنی ماسه اطراف گردن تغذیه از ماسه ای که قطعه ریختگی و تغذیه را احاطه کرده است گرم تر می شود . در صورتی که گردن تغذیه با سطح مقطع چهارگوش وطول  باشد , مدول موثر آن برابرخواهد بود با :                                                بسهولت می توان دریافت که رابطه فوق, مشابه رابطه مربوط به مدول میله ای با مقطع چهارگوش و طول نامحدود است . رابطه مشابه ای را می توان برای تعیین مدول گردن تغذیه ای که دارای طول  (یعنی بصورت مکعبی) باشد هم بکار برد . مدول چنین مکعبی با اندازه مشابه اما جداگانه ریخته شده برابر است با :                                           محاسبه مشابه لیکن مفصل تر ثابت میکند که مدول موثر گردن تغذیه 5/1 تا 2 برابر مدول قطعه ای مشابه شکل و اندازه فوق است که از همه طرف سرد شود . همان طوری که قبلاً گفته شد عامل موثر ثانویه دیگری وجود دارد که باعث افزایش مقدار مدول موثر () می شود از آنجائی که محاسبه این عامل بطور کمی آسان نیست لذا از ذکر آن در اینجا پرهیز می شود و فقط اشاره می کنیم که مقدار آن بین  تا  در نظر گرفته می شود. بطور خلاصه مدول گردن تغذیه بصورت زیر انتخاب می شود . (سرعت سرد شدن گردن تغذیه قدری آهسته تر در نظر گرفته شده است ) یا                                                                                        گردن تغذیه تا حدی که فضای درجه های قالب گیری اجازه می دهند باید کوچک در نظر گرفته شود . از آنجائی که  و بنابراین  به کیفیت متالوژیکی مذاب بستگی دارد لذا مقدار  در بیشتر موارد عملی حدود 35 تا 55 درصد  (مدول قسمت ضخیم قطعه ) بوده حتی با اصلاح کیفیت متالوژیکی مذاب چدن مقدار  را از این مقدار نیز می توان کوچک تر درنظر گرفت . مدول راهگاه فرعی سطح مقطع تنگه باید به گونه ای انتخاب شود که پرشدن قالب در محدوده زمانی مناسب و معینی انجام گیرد, بهرحال این مهم از طریق انتخاب مدول مناسب راهگاه فرعی انجام می شود . همان طوری که قبلاً گفته شد کنترل میزان جریان معکوس مذاب از قطعه به تغذیه با انتخاب مدول مناسب برای تغذیه و گردن آن انجام می گیرد . حفره انقباضی حاصل از انقباض اولیه مذاب در تغذیه حفره کوچکی خواهد بود . بهرحال تحت سه حالت زیر این حفره انقباضی می تواند بزرگتر شود :  ) درجه حرارت ریختن مذاب بالا باشد ,  ) ریختن مذاب در قالب (با حداقل افت حرارتی) به سرعت انجام می گیرد,  ) مدول راهگاه فرعی کوچک باشد , چنانچه مذاب موجود در راهگاه فرعی برای مدت زمانی زیادی در حالت مایع باقی بماند انقباض آن توسط راهگاهها جبران می شود . چنانچه مدول راهگها فرعی کوچک باشد سریع تر جامد شده و حفره انقباضی در تغذیه بزرگ تر می شود . مبانی علمی و تجربی این موضوع را به اثبات رسانیده اند . بهرحال طراحان از نظر طرح مناسب به افزایش مدول تغذیه و گردن تغذیه تمایل دارند . کنترل فشار داخلی مذاب در قالب به اندازه حفره انقباضی پیش تشکیل یافته در تغذیه بستگی دارد . چنانچه این حفره زیاد بزرگ باشد بخش زیادی از فشار انبساطی مذاب از دست رفته (اگر تمام آن از دست نرود) و لذا بروز حفره های انقباضی ثانویه در قطعه محتمل می شود . خوشبختانه احتمال چنین حالتی در شرایط عملی نزدیک به صفر است, لذا در بحث علمی این قسمت تأثیر اندازه حفره انقباضی پیش تشکیل یافته در تغذیه در انتخاب مدول راهگاه فرعی در نظر گرفته نمی شود . در هنگام آغاز محاسبات مربوط به مدول گردن تغذیه, مقادیر عددی معینی را باید درنظر گرفت . در یک محاسبه ساده شده نوع تغییرات حجمی شکل (6-1) نادیده در نظر گرفته شده و مقادیر زیر مورد استفاده قرار گرفته اند . درصد حجمی برای هردرجه سانتی گراد  ثابت  میزان انقباض مذاب                            درجه سانتی گراد  درجه حرارت انجماد                                    یا  مجموع انبساط                      یا انقباض ثانویه  انبساط انبساط مجاز در طراحی تغذیه ها وسط منطقه  در شکل (6-1) برابر  یا  و حد مجاز طراحی  مربوط به ردیف درجات حرارتی مجاز ریختن مذاب تقریباً با  درجه سانتی گراد می باشد . استفاده از اعشار بجای درصد برای سهولت انجام محاسبات است . توجه شود که افت در درجه حرارت ها نادیده گرفته شده است . به بیان ساده ریختن مذاب در درجه حرارت 1320 درجه سانتی گراد باعث پیدایش فشار انبساطی متوسطی در مذاب می شود . برای جبران انقباض مذاب با سیستم راهگاهی لازم است درجه حرارت ریختن مذاب را بالاتر از 1325 درجه سانتی گراد انتخاب کرد . بهرحال در شرائط عملی موضوع پیچیده تر خواهد بود . همیشه قسمتی از انقباض مذاب موجود در راهگاهها (چه دلخواه ما باشد یا نباشد) صرف جبران انقباض مذاب در قطعه وتغذیه می شود . از آنجائی که تحلیل فوق باید بتواند هم برای قطعات با شکل ساده و هم پیچیده بکار رود, لذا نمودار مدول برحسب حجم مشترک بطور دلخواه بعنوان راهنما در شکل (9-1) نشان داده شده است . (توجه شود که تغذیه قسمتی از مجموعه قطعه / تغذیه است . براساس رابطه چورنیف : شکل (9-1) نمودار مدول – حجم مشترک (مدول راهگاه فرعی در سیستم تغذیه گذاری تقلیل فشار همیشه کوچک بوده و موجب می شود تا راهگاههای فرعی را تا انتهای مرحله انجماد مذاب بصورت غیرمانع  در مقابل جریان مذاب فرض کنیم ) . علامت  نشان دهنده راهگاه فرعی است . هنگامی که راهگاههای فرعی جامد می گردند هرجزء از قطعه ریختگی به اندازه  سرد شده که  نشان دهنده هرجزئی از 1 تا  بوده و  علامت تغذیه است .                                                                                     برای هر جزء از قطعه و مقدار                                                                                مجموع انقباض مذاب که از طریق سیستم راهگاهی جبران می شود برابر است با :                  مجموع انقباض مذاب تغذیه که بعداً با مذاب پر می شود :            مادامی که طرح تغذیه برمبنای رابطه قرار دارد  بوده و کل انبساط چدن برابر است با :                                                              در نتیجه توازن تغییرات اصلاح شده برابر است با :   که از آن مقدار  برابر است با :                                                          (رابطه فوق بیان می دارد که درجه حرارت ریختن مناسب باید بمراتب بالاتر از 1325 درجه سانتی گراد در نظر گرفته شود) * ((مجدداً یادآوری می گردد که طرح مدول راهگاه فرعی بندرت به استفاده از رابطه فوق نیاز دارد زیرا در شرائط عملی استفاده از راهگاه فرعی نازک توصیه می شود . و مطالب فوق برای آشنایی دانشجویان با روش محاسباتی راهگاه فرعی است )). تغذیه گذاری در روش تقلیل فشار به این مفهوم است که مذاب در سیستم های راهگاهی, تغذیه و قطعه می تواند طول زیادی را سیلان یابد . اگرچه مطالعات زیادی در زمینه چگونگی سیلان مذاب در سیستم های فوق به انجام رسیده لیکن اخیراً معلوم شده است که جریان مذاب از طرف تغذیه به قطعه ریختگی نبوده بلکه برعکس از طرف قطعه بطرف تغذیه می باشد . مقصود آن است که لزومی به جریان مذاب از طرف تغذیه به آخرین قسمت هائی که در انتهای مرحله انجماد جامد می شود نیست, بلکه مذاب اضافی باید بطرف تغذیه رانده شده تا بتواند فشار مثبت محتوی  (بدون تغییر شکل دیواره ماسه ای تغذیه) از طرف تغذیه بطرف محفظه قالب را برقرار کند . این جریان مذاب می تواند بسته  به نسبت مدول به فاصله ای که مذاب باید طی کند به نحو آسان یا مشکل انجام گیرد . شکل های ضخیم نظیر مکعب و استوانه ای تحت تأثیر فاصله ای که مذاب باید آن را طی کند قرار نمی گیرند در حالی که شکل های صفحه ای, رینگ و مشابه آن ها تحت تأثیر این عامل قرار دارند . میزان قابلیت سیلان مذاب در طول معینی در قطعه در حال انجماد به کیفیت متالوژیکی مذاب چدن نیز بستگی دارد . انتقال مذاب برای حالتی که تغییرات حجمی حالت شکل (7-1) را داشته باشد نامحدود است . برای افزایش فاصله ای که مذاب می تواند در قطعه ریختگی طی کند توصیه می شود که کیفیت متالوژیکی مذاب اصلاح شود . در تحت شرایط زیر استفاده از روش تغذیه گذاری تقلیل فشار ضرورت ندارد : 1) هنگامی که مدول قطعه کمتر از 4/0 سانتی متر باشد (فشار حاصله از انبساط قطعه باعث تغییرشکل قالب ماسه ای تر نمی شود ) . 2) هنگامی که وجود حفره های زیر میکروسکوپی در قسمت های ضخیم قطعه (ریختگی د رقالب ماسه ای تر) قابل قبول باشد . 3)    هنگامی که از قالب هائی با استحکام بالا استفاده می شود . از آنجائی که اکثر قطعات ریختگی چدنی در قالب های ضعیف (ماسه ای تر یا پوسته ای) ریخته می شوند حداقل قسمتی از ضخامت قطعه بیش از 10 میلی متر است . لذا اکثر قطعات چدنی را می توان با این روش تغذیه گذاری کرد . اندازه گیری فشارداخلی مذاب در جریان انبساط آن هرگز با دقت کافی انجام نشده است  . بهترین تجربه در این زمینه این نتیجه را حاصل کرده است که چنین فشاری اولاً چندین برابر فشار آتمسفر بوده و ثانیاً این فشار در مورد چدن با گرافیت کروی همیشه بیشتر از مقدار آن در چدن خاکستری می باشد . اگر بدانیم که این واقعیت همانند نمودار نشان داده شده در شکل (4-1) از قالبی به قالب دیگر متفاوت می باشد, آنگاه در می یابیم که برخورد علمی با این نوع روش تغذیه گذاری تا چه حد مشکل است . تغذیه گذاری قطعات نازک با این روش کار مشکلی نیست . همان طور که قبلاً گفته شده در هنگام استفاده از این روش تغذیه گذاری می توان به دو راه جریان برگشتی مذاب از قطعه به تغذیه را کنترل کرد . 1) با انتخاب مدول مناسب برای گردن تغذیه که در زمان معین و دلخواهی جامد گردد . 2) با ایجاد محدودیت در جریان برگشتی مذاب از قطعه بطرف تغذیه توسط استفاده از تغذیه های بسته . اندازه مناسب این گونه تغذیه به : 1- مشخصات مکانیکی قالب          2- حداکثر مدول قطعه ریختگی       3- حجم قطعه ریختگی      4- درجه حرارت ریختن مذاب از آنچه که در فوق اشاره شد می توان نتایج زیر را استنباط کرد : الف) اندازه مناسب برای تغذیه تقریباً 5 درصد حجم قطعه ریختگی است . ب) مدول تغذیه باید بیشتر از مدول ضخیم ترین قسمت قطعه ریختگی باشد . انتخاب مدول زیاد برای تغذیه موجب می شود که این روش تغذیه گذاری حساسیت در کنترل درجه حرارت ریختن مذاب را تقلیل دهد . پ) اتصال گردن تغذیه باید در حد عملی, به اندازه کافی بزرگ در نظر گرفته شود . در شل (10-1) تأثیر ارتفاع تغذیه در معایب انقباضی احتمالی در یک قطعه ریختگی فرضی و روش جلوگیری از آنها نشان داده شده است . شکل (10-1) معایبی که ممکن است در روش تغذیه گذاری تقلیل فشار بوجود آید . همان طوری که قبلاً گفته شد هرقدر میزان تغییرشکل قالب بیشتر باشد, حجم حفره انقباضی در تغذیه بیشتر بوده و لذا برای جلوگیری از امتداد این عیب بداخل قطعه ریختگی باید از تغذیه بزرگتری استفاده کرد . برای کنترل تغییر شکل قالب لازم است رطوبت ماسه پائین (ترجیحاً زیر 3درصد ) و ذرات ریز (زیر 140 مش) کمتر از 5 درصد در نظر گرفته شوند . درجه حرارت ریختن مذاب نیز باید در حداکثر مقدار ممکن باشد . تا زمانی که فلز در راهگاهها بصورت مذاب است, مذاب موجود در حوضچه می تواند انقباض مذاب در قطعه ریختگی و تغذیه را جبران کند . چنین شرائطی در حالت فوق غیرضروری است, در نتیجه راهگاهها را باید نازک در نظر گرفت تا سریعاً جامد گردند (حتی در مواردی که راهگاهها به تغذیه مربوط باشند ) . موفقیت در استفاده از روش تغذیه گذاری تقلیل فشار به ترکیب شیمیائی چدن بستگی دارد . هرقدر مقدار گرافیت زائی در چدن بیشتر باشد, مقدار انبساط آن نیز بیشتر خواهد بود, لذا لازم است مقدار کربن در حداکثر مقدار ممکن ( نه در حدی که در مذاب, غوطه وری آن بطرف بالا اتفاق افتد) و مقدار منگنز در حداقل مقدار مجاز در نظر گرفته شود . کنترل ترکیب شیمیائی و تلقیح صحیح مذاب توسط فروسیلیسیم باعث کوچکتر شدن تغذیه و گردن تغذیه می شود . کاهش سطح مقطع گردن تغذیه موجب تقلیل مخارج تمیز کاری قطعات ریختگی شده و استفاده از تغذیه های کوچکتر می تواند بهره دهی قطعات ریختگی را تا میزان 10 درصد افزایش دهد .   روش عملی طراحی تغذیه گذاری تقلیل فشار بعد از ذکر مقدمه نسبتاً طولانی در مورد مبانی روش فوق طرح عملی این روش تغذیه گذاری نسبتاً ساده است . این روش برای قطعات ریختگی در قالب های ماسه ای تر یا پوسته ای که دارای ضخامتی بیشتر از 8 تا 10 میلی متر است مورد استفاده قرار می گیرد . در مورد قطعات ریختگی چدنی ضخیم (13 میلی متر یا بالاتر) نیز این روش تغذیه گذاری توصیه شده است . مراحل طراحی - مطمئن شوید که مذاب چدن از کیفیت متالوژیکی برخوردار است . - برمبنای ابعادی تغذیه و گردن تغذیه  است که به مدول ضخیم ترین جزء قطعه ریختگی () بستگی دارد . در شکل ((5-1) حداکثر و حداقل مقادیر  و هم چنین ردیف مناسب آنها توصیه شده اند (قسمت سایه زده) . در هنگام استفاده از این منحنی باید از منطقه سایه زده استفاده شده و برای مذاب با کیفیت متالوژیکی خوب از مقادیر کم  و برای مذاب با کیفیت متالوژیکی ضعیف از مقادیر بالای  استفاده گردد . کوچک در نظر گرفتن  باعث کاهش قیمت تمام شده قطعات ریختگی شده در حالی که بزرگ درنظر گرفتن آن, اگر چه میزان اطمینان را بالا می برد, ولی از بهره وری قطعات می کاهد . - تغذیه ای انتخاب کنید که مدول آن ( ) برابر  باشد . از شکلهای استاندارد شبیه آنچه در شکل (   ) نشان  داده شده استفاده کرده و تغذیه را, بسته به فضای خالی درجه, هرچه ممکن است نزدیک تر به قسمت (یا قسمت های) ضخیم قطعه متصل کنید . هنگامی که حجم تغذیه (با در دست داشتن مدول  ) معلوم شد, میزان مذاب غذا دهنده () قابل دسترس باید معلوم شود . - هنگامی که گردن تغذیه کوتاه انتخاب شود طرح گردن تغذیه به محاسبه ساده سطح مقطع مدول این قسمت از تغذیه بطوردوبعدی منجر می شود, مدول نازک ترین قسمت گردن تغذیه برابر خواهد بود با :                      (مقدار  از روی شکل (5-1) بدست می آید . ) قسمت نازک گردن تغذیه با نزدیک شدن به بدنه بزرگتر شده و با قوس لازم و به شکل لایه دادن به تغذیه متصل می شود . یک تجربه نسبتاً متداول حاکی از اتصال تغذیه به قسمتی از قطعه ریختگی با دیوارهای نازک تر از  قسمت های دیگر قطعه است . چنین تجربه ای آن هنگام توصیه می شود که مدول قسمت بین ضخیم ترین قسمت قطعه  () و مدول گردن تغذیه برابر با  بوده یا از آن بیشتر باشد . - در بعضی از قطعات ریختگی پیچیده نظیر آنچه که در شکل (11-1) نمودار مدول های آن برحسب حجم مشترک نشان داده شده ( جزء 2 بین اجزاء ضخیم تر 1 و 3 قرار دارد) این سئوال مطرح است که آیا کنترل فشار توسط جزء 2 امکان پذیر خواهد بود یا نه ؟ پاسخ به این سئوال مجدداً در گروی مقدار  (نشان داده شده در شکل (8-1) خواهد بود .                                                  چنانچه فاکتور متوسط 8/0  را انتخاب کنیم, لذا :                                               امکان انتقال مذاب از جزء 1 به جزء 2 وجود دارد . بهرحال                                              شکل (11-1) نمودار مدول در مقابل حجم مشترک یعنی امکان انتقال مذاب بفاصله کافی از جزء 3 به جزء 2 وجود ندارد . به بیان دیگر چنانچه تغذیه به جزء 3 متصل شود طرح تغذیه گذاری صحیح بوده و چنانچه تغذیه به جزء 1 متصل شود بروز معایب انقباضی بیشتر بصورت مک و حفره های ریز در جزء 3 محتمل خواهد بود . - راهگاه فرعی را حتی المقدور بطور جنبی به تغذیه راه بدهید . - توصیه می شود حتی در صوتری که مجبورید از تغذیه های غیراستاندارد استفاده کنید, از یک تغذیه برای مذاب رسانی به دو قطعه ریختگی یا بیشتر سود ببرید . همواره به مذاب لازم در تغذیه برای جبران حفره های انقباضی قطعه توجه کنید . - تغذیه گذاری کنترل فشار مترادف با انتقال مذاب در حال انبساط برای طول معینی می باشد . محدودیت در چنین خاصیتی به مدول های قطعه, کیفیت متالوژیکی مذاب و انتقال مذاب و شکل هندسی قطعه بستگی دارد . قطعات ضخیم نظیر مکعب, کره و نظائر آن از لحاظ اشکال صفحه ای با بیشترین مشکل مواجه خواهند بود . (شکل     ) مسافت مذاب انتقال یافته از تغذیه ای را به قطعه ای صفحه ای شکل با مدول های مختلف از چدن با گرافیت کروی که مذاب آن دارای کیفیت متالوژیکی مختلفی از چدن با گرافیت کروی که مذاب آن دارای کیفیت متالوژیکی مختلفی می باشد نشان می دهد . - سعی کنید ازنازک ترین راهگاههای فرعی ممکن استفاده کنید . طول راهگاه فرعی باید حداقل 4 برابر ضخامت آن در نظر گرفته شود .راهگاههای فرعی با مدول های کوچک می توانند بلافاصله پس از پر شدن قالب از مذاب جامد شده و لذا امکان بروز حفره انقباضی بزرگی را در تغذیه مطرح خواهند کرد . - مذاب را سریعاً بداخل قالب بریزید . زیرا ریختن سریع مذاب به داخل قالب, اتلافات حرارتی را به حداقل می رساند . - سعی کنید مذاب را در حد توصیه شده در این کتاب گرم وارد قالب کنید. یعنی , درجه حرارت ریختن را بین 1370 تا 1430 درجه سانتی گراد در نظر بگیرید . مثال زیر روشنگر موضوع فوق است : مثال (8-2) شکلهای (      ) و (    ) قطعه ریختگی کاسه چرخ ا     1) توزیع مدول ها 2) کیفیت متالوژیکی مذاب تهیه مذاب با کیفیت متالوژیکی خوب باعث تقلیل تعداد تغذیه ها از طریق افزایش قابلیت سیلان مذاب بفاصله دورتر و هم چنین کاهش نسبت  مورد نیاز است . نظریات تکمیلی بر روش تغذیه گذاری تقلیل فشار ·        محل ایجاد معایب انقباضی با ایجاد حفره مخروطی یا شیاری در سطح تغذیه ها یا استفاده از ماهیچه ویلیام می توان فشار اتمسفر را بر مذاب موجود در تغذیه اعمال کرده و بهره دهی تغذیه ها را افزایش داد . ریخته گرانی که با قطعات چدن خاکستری و چدن با گرافیت کروی سروکار دارند گاهی اوقات با دیدن حفره های انقباضی درتغذیه که بجای بوجود آمدن در قسمت های زیر آن در قسمت بالا بوجود آمده تعجب می کنند . حضور حفره ها انقباضی در قسمت بالای تغذیه (برخلاف تغذیه های بکاررفته برای قطعات فولادی) مشخصه روش تغذیه گذاری تقلیل فشار است . و باید توجه داشت که مدول های تغذیه بمراتب بیشتر از مدول های قطعه ریختگی درنظر گرفته شده است , در نتیجه مرحله انبساط مذاب در قطعه هنگامی آغاز می شود که مذاب موجود در محفظه قالب کاملاً جامد گردیده است . انقباض حاصل از مذاب باعث خواهد شد که حفره انقباضی در قسمت بالای تغذیه بوجود آید, جریان های حرارتی در مرحله بازگشت معکوس مذاب از قطعه بطرف تغذیه نیز به بروز چنین پدیده ای کمک می کند (زیرا جریان های حرارتی بطرف بالای تغذیه است) . معایب انقباضی ثانویه که بعداً بوجود می آید نیز در نقاط تمرکز حرارتی متمرکز می شوند . در اینجا می توان این سئوال را مجدداً مطرح کرد که چون در روش تغذیه گذاری تقلیل فشار, ابتدا حفره ای بوجود آمده و سپس این حفره از مذاب پر می شود آیا نیازی به تغذیه گذاری است ؟ آیا بهتر نیست که اجازه دهیم در قطعه ریختگی حفره انقباضی بوجود آید و سپس در مرحله اعمال فشار (حاصل از انبساط قطعه) این حفره ها بدون نیازی به تغذیه پر شوند ؟ این سئوال منطقی بوده و این روش (بدون استفاده از تغذیه) ممکن است برای قطعات ریختگی با اشکال هندسی ساده موفقیت آمیز باشد . اصولاً استفاده از تغذیه چیزی بیشتر از تغییر مدول ها و توزیع درجه حرارت بمنظور اعمال مکانیزم پیدایش حفره انقباضی و سپس پر کردن آن از مذاب نیست . قسمت بالای تغذیه در سطحی بالاتر از قطعه قرار داشته و غالباً به راهگاه فرعی راه دارد, در نتیجه گرم ترین مذاب در تغذیه حضور دارد . شکل تغذیه به گونه ای انتخاب می شود که از انجماد پیش هنگام قسمت فوقانی آن جلوگیری کند . چنانچه تغذیه از مذاب نیز پر نباشد بهرحال تشعشعات حرارتی تغذیه, ماسه موجود در سطح فوقانی تغذیه را گرم کرده و لذا انجماد زود هنگام تغذیه نباید انجام گیرد . چنین موقعیتی برای سطوح فوقانی وجود ندارد, زیرا در چنین سطوحی (در قطعات ریختگی بدون تغذیه) که از مذاب تا حدودی تهی شده , حرارت در مقایسه با سطح فوقانی تغذیه سریعتر انتقال یافته یعنی این سطح سریعتر سرد می شود . حال با توجه به توضیحات داده شده , روش تغذیه گذاری تقلیل فشار یا کنترل فشار را آزمایش می کنیم با توجه به شکل قطعه و اندازه های داده شده مدول قطعه را محاسبه می کنیم و با توجه به نمودار (12-1) تغذیه گذاری مناسب را انتخاب می کنیم . نمودار (12-1)   حال با توجه به نمودار و داشتن ابعاد قطعه که از روی شکل قطعه بدست می آوریم مدول قطعه (مدو جزء ضخیم قطعه ) را محاسبه می کنیم  : برای بدست آوردن مدول قطعه نیز از فرمول             استفاده می کنیم . همان طور که در شکل قطعه می بینیم , قسمت  را جزء ضخیم قطعه در نظر گرفتیم و مدول قسمت  را محاسبه می کنیم . و عملیات مدول بدین گونه می باشد .                         حجم قطعه                     مدول قطعه                             سطح قطعه                                                                                                             برای بدست آوردن سطح  آن را به دو قسمت تقسیم می کنیم و مساحت هریک را جداگانه محاسبه می کنیم (مانند عملیات فوق) حال با بدست آوردن حجم قطعه و سطح قطعه مدول قطعه را محاسبه می کنیم. مدول قطعه     حال با بدست آوردن مدول قطعه ( ) ازروی نمودار (12-1) تغذیه مناسب را برای قطعه انتخاب می کنیم که برای این گونه قطعات نیز از تغذیه گذاری تقلیل فشار استفاده می کنیم . محاسبه حجم تغذیه و ابعاد تغذیه برای محاسبه حجم تغذیه و ابعاد تغذیه نیز روشهای مختلفی متداول است که یکی از روشهای محاسبات تغذیه روش محاسبه تغذیه درقطعات با ضخامتهای غیریکنواخت می باشد که با توجه به شکل نیز ازاین روش استفاده می کنیم. در این روش از فرمول                     استفاده می کنیم . که  حجم موثر () و  حجم اصلی قطعه (قسمت  ) و  حجم قسمت زائد قطعه است . و   نیز ضریب شکل است . و برای بدست آوردن ضریب شکل نیز نسبت ضخامت قسمت زائد قطعه به میانگین ضخامت قسمت های  استفاده می کنیم .     ()            ضخامت زائد قطعه                     میانگین ضخامت قسمت های         و با بدست آوردن نسبت ضخامت ها عددی به دست می آید که توسط این عدد از روی نمودار (14-1) ضریب شکل را بدست می آوریم .     شکل (14-1) – تعیین ضریب شکل قطعه برحسب ضخامت زایده به ضخامت قسمت اصلی به منظور محاسبه حجم تغذیه و با بدست آوردن ضریب از روی نمودار آن را در فرمول قرار می دهیم و حجم موثر () یا () را محاسبه می نماییم . و برای محاسبه حجم تغذیه با استفاده از فاکتور شکل قسمت اصلی قطعه () و با بدست آوردن  از روی شکل (15-1) نسبت  را بدست می آوریم و حجم تغذیه را به سهولت بدست می آوریم .       نمودار (15-1)  در شکل (16-1) طول و عرض و ضخامت برای اشکال مختلف نیز تعیین شده است . بعد از توضیحات چگونگی محاسبه تغذیه می خواهیم حجم تغذیه و ابعاد تغذیه را برای قطعه مورد نظر محاسبه کنیم (13-1) ابتدا نسبت  را بدست می آوریم .                                                                                                              حال با توجه به نمودار (14-1) ضریب شکل را بدست می آوریم که حدوداً ضریب برابر است با  بعد از بدست آوردن ضریب فرمول حجم موثر را می نویسیم و حجم موثر را حساب می نماییم .                                                       حجم اصلی (قسمت )  حجم زائد قطعه                                        در فرمول قرار می دهیم :                                          حال به منظور محاسبه حجم تغذیه با استفاده از فاکتورشکل قسمت اصلی قطعه                         که با استفاده از نمودار (15-1) نسبت  را بدست می آوریم (  )                    حجم تغذیه مورد نیاز است . با در دست داشتن حجم تغذیه ابعاد تغذیه را بدست می آوریم .                              اگر ارتفاع تغذیه نیز 5/1 برابر ضخامت باشد                                                      قطر تغذیه        ارتفاع تغذیه          و با بدست آوردن ابعاد تغذیه نیز ابعاد الگوئی تغذیه را بدست می آوریم .                  طول الگویی           قطر الگویی        حال با توجه به ابعاد بدست آمده تغذیه مورد نظر را درست و برای قطعه تغذیه قرار می دهیم و ریخته گری می نماییم و بعد از ریخته گری بدون تغذیه نیز می بینیم که قسمت اصلی قطعه کشیده شده است و هنگام استفاده از تغذیه نیز قطعه کاملاً سالم است و بالای تغذیه نیز کشیده است . (مانند نمونه های بدست آمده ) حال بهترین شکل های تغذیه را برای شما آوردیم . برای محاسبه راندمان تغذیه از فرمول زیر استفاده می کنیم .     راندمان تغذیه   شکلهای استاندارد تغذیه

تاريخ : شنبه بیستم خرداد 1391 | 15:33 | نویسنده : مصطفی حسن نژاد |
تكامل ريز ساختار در يك آلياژ ريختگي

تكامل ريز ساختار در يك آلياژ ريختگي Al-Si-Mg

چكيده:

آزمايش براي بررسي انجام با تكنيك كوئنچينگ سريع طراحي شده است. با استفاده از ميكروسكوپ نوري مناطق مذاب كوئنچ شده به سادگي از جامد احاطه كننده ان قابل تشخيص است. با گوئنچ كردن در درجه حرارت هاي مختلف, تكامل ريز ساختار يك آلياژ تجاري ريختگي با پايه Al-Si (AA601) در كل فرايند انجماد آن بررسي و خصوصيات آن مشخص شده گسترش ريز ساختار با تشكيل تخلخل در همان آلياژ مرتبط بود.

مقدمه:

 تركيبات آلياژهاي ريختگي تجاري Al-Si, تطابق را بين خصوصيات اجرايي و فرايندي و نيز اضطرارات اقتصادي آن ها نشان ميدهد در نتيجه, اكثر آلياژهاي تجاري حاوي مخلوطي از چندين عنصر هستند كه بصورت ناخالص يا افزوني هاي تعمدي وجود دارند.

زير ساختار سياه تاب نتيجه دسته اي واكنش هاست كه در طول انجماد رخ مي‌دهد. تركيب تحليل ريز ساختاري يا تحليل منحني سرد شدن غالبا مي‌تواند درجه حرارت هاي واكنش و فازهاي دخيل را تعيين كند با اين وجود, ريز ساختار واقعي كه در زمان  مشخصي در انجماد وجود داشته و نمي‌توان با استفاده از اين روش تخمين زد.

روش پذيرفته شده مناسبي براي بررسي زير ساختار يك قطعه ريختگي نيمه جامد, تسريع انجماد بوسيله كوئنچ كردن است فصل مشترك جامد مذاب در زمان كوئيچ را مي‌توان بدين روش و با استفاده از ميكروسكوپ نوري مشاهده نمود. در آلياژهاي ريختگي Al-Si, اين روش براي مشخص كردن كامل خصوصيات تكامل ريز ساختاري آلياژهاي خاص و يا بيشتر براي مطالعه يك انجامد خاص مورد استفاده قرار مي‌گيرد. هدف از اين مطالعه, تعيين خصوصيات ريز ساختار در طول انجماد يك آلياژ ريختگي تجاري Al-Si-Mg است. توجه اصلي به چگونگي تغيير نحوه توزيع مذاب در طول انجماد و چگونگي تاثير گذاري آن بر روي تشكيل تخلخل معطوف شده است.

روش تجربي: تركيب آلياژ مورد استفاده در جدول 1 نشان داده شده است. اين تركيب در محدوده آلياژ استراليايي با نام AA601 قرار مي‌گيرد. عنصر استرانسيوم با وجود آنكه عمدا اضافه نشده, اما با غلظت 20 ppm در آن وجود داشت. ميزاني با وزن تقريبي 40kg از اين آلياژ در بوته اي از جنس گاربيد  سليكون در يك كوره مقاومتي الكتريكي ساخته شد. درجه حرارت مذاب در طول آزمايش در دماي 700c ثابت نگه داشته شد.

جدول 1: تركيب آلياژ مورد استفاده (تعادل Al):

از فنجان هاي كوچكي از جنس فولاد زنگ نزن (شكل 1) براي نمونه گيري از مذاب استفاده شد. هر فنجان تا سطحي درست زير لبه فرو برده شده و حدود 10 ثانيه بر آن اجازه داده شد تا پيش از غوطه ور شدن, با درجه حرارت مذاب به تعادل برسد سپس اين فنجان ها برداشته شده و در محفظه جدا كننده اي قرار داده شوند تا سرد شدند. در زمان مطلوبي در طول انجماد, نمونه به داخل يك حمام گوئينچ آب- نمك فرو برده شد. مجموعا سيزده نمونه كوئنچ شدند سپس قبل و بعد از هر دسته از آزمايش هاي كوئنچ, نمونه ها تحت تحليل (آناليز) شيميايي قرار گرفتند. داده هاي درجه حرارت- زمان از ترموكوپلي كه در مركز هر فنجان قرار داشت, جمع آوري شده و اين كار با استفاده از تجهيزات آناليز حرارتي تجاري انجام شد. سرعت سرد كردن متوسط در مذاب پيش از انجماد 106 0C/s بود. نمونه ها در جهت عمود بر محور استوانه, در زير نوك ترموكوپل مقطع زده شده و براي آزمايش آناليز متالوگرافي آماده شدند. نمونه ها اچ نشده و ميكروگراف هاي نوري با استفاده از ميكروسكوپ olympus Ax70 به همراه يك دوربين ديجيتال به دست آمدند. فازهاي يافت شده در اين مطالعه به وسيله مراجعي كه در اين مقاله ذكر شده (مثل 2,3) شناسايي شده اند. با وجود آن كه مورفولوژي و خصوصيات آن نا مبهم به نظر مي‌رسند. استنباط شده است كه استوكيومتري واقعي آن با آنچه كه ارائه شده, متفاوت است.

شكل 1) شكل شماتيك يك فنجان نمونه گيري با مقطع برش خورده اي كه ترموكوپل موجود در آنرا نشان مي‌دهد.

نتايج: شكل 2 منحني هاي سرد شدن و مشتق نمونه AA601 را نشان مي‌دهد كه بدون توقف, منجمد شده است سه واكنش را مي‌توان در شكل 2 تشخيص داد اولين واكنش در درجه حرارت00C 613 بصورت توقف حرارتي كوتاه در منحني سرد شدن و قله تيزي در منحني مشتق قابل مشاهده است واكنش دوم در درجه حرارت 0C 57 داراي توقف حرارتي بسيار طولاني تري بوده و تغيير آرام تري در منحني مشتق آن قابل رويت است. واكنش سوم رانمي‌توان در منحني سرد شدن مشاهده كرد،اما به سادگي بصورت انحراف كوچكي در منحني مشتق دردرجه حرارت 556 درجه سانتيگراد قابل مشاهده است.

نتايج شش كوئنچ نمونه كه در شكل 2 بصورت Q1 تا Q6 نشان داده شده اند، تكامل زير ساختار آلياژ AA601 را بصورت كامل تشريح مي‌كند.

اولين كوئيچ Q1 دردرجه حرارت 613 درجه چند ثانيه بعد از جوانه زني اولين فاز انجام شد. دندريت هاي هم محور Alدر سرتاسر نمونه قابل مشاهده بوده و بوسيله مناطق بزرگي از مذاب كوئيچ شده از يكديگر جدا شده اند كه در شكل 3 نشان داده شده است.

اين مذاب كوئيچ شده شامل دندريت هاي آلومينيوم در مقياس بسيار ظريف تر است كه بوسيله ساختار يوتكتيك فوق ظريفي احاطه شده اند. شكل 4 اختلاف مقياس بين دندريت هاي تشكيل شده قبل از كوئيچ را نشان مي‌دهد.

شكل 2) منحني سرد شدن منحني مشتق ومحل هاي كوئيچ آلياژ601

شكل 3) نمونه كوئنچ شده در درجه حرارت 613 درجه (Q1) حاوي دندريت هاي هم محوري است كه بوسيه مقدار زيادي مذاب كوئنچ شده احاطه شده است.

شكل 4) ميكروگراف با بزرگنمايي بيشتر كه تغيير مقياس بازوهاي دندريت را در عرض فصل مشترك جامد مذاب كوئيچ شده نشان مي‌دهد ( 613 درجه Q1).

زماني كه درجه حرارت تا 587 درجه افت پيدا مي‌كند (Q2) دندريت ها به مقدار قابل توجهي ضخيم شده اند (شكل 5). با وجود آن كه دندريت هاي همسايه به تناوب با يكديگر تماس پيدا مي‌كنند، مقدار زيادي مذاب كوئيچ شده كماكان در امتداد قسمت اعظم مرزهاي درون دانه اي وجود دارد. دندريت هاي ظريف Al در طول كوئنچ در اين مرزها تشكيل مي‌شود. مذاب كوئنچ شده باقي مانده حاوي ساختار يوتكتيك فوق ظريفي مشابه ساختار نمونه قبلي است.

نمونه بعدي Q3 فورا بعد از آغاز انجام يوتكتيك در درجه حرارت 565 درجه كوئنچ شد. شكل 6 لايه نازكي از يوتكتيك Al-Si رانشان مي‌دهد كه در ديواره نمونه يافت شده است. سيليسيوم داراي مورفولوژي اصلاح شده اي بوده و فصل مشترك جامد مذاب يوتكتيك كاملا مسطح است. همچنين سه يا چهار منطقه تجديد شده يوتكتيك نيز وجود دارد كه در فاصله قابل ملاحظه اي دورتر از ديواره يافت مي‌شود و نمونه آن در شكل 7 نشان داده شده است. جدا از جزء كوچك يوتكتيك Al-Si اكثر قسمت هاي ريز ساختار در درجه حرارت 565 بوسيله دندريت Al مشخص مي‌شود كه بخوبي رشدكرده وتوسط مذاب كوئيچ شده ظريف احاطه شده است. مرزهاي بين دندريت هاي همساي ( شكل 8 ) حاوي جزء بيشتري از مذاب نسبت به مناطق داخل دندريت ها است ( شكل 8).

شكل 5) دندريت ها در نمونه اي كه درجه حرارت 587 درجه كئويچ شده Q2 بسيار ضخيم تر از دندريت هاي يافت شده در نمونه قبلي بوده وكماكان بوسيله كسر بالايي از مذاب احاطه شده اند.

شكل 6) پيدايش لايه يوتكتيك درجداره نمونه كوئنچ شده در درجه حرارت 565 درجه ( Q3).

شكل 7) پيدايش يوتكتيك به سوي مرز نمونه Q3 با درجه حرارت كوئنچ 565 درجه.

شكل 8) مقايسه جز مذابي كه

1- بين دندريت ها

2- در داخل دندريت ها موجود است. نمونه Q3 داراي درجه حرارت كوئنچ 565 درجه است.

مذاب يوتكتيك نسبتا همدما بوده ونمونه بعدي Q4 در درجه حرارت مشابه 568 اما تقريبا يك دقيقه بعد از جوانه زني يوتكتيك Al-Si كوئنچ شده است. ماكروگراف ( شكل 9) نشان مي‌دهد كه يوتكتيك چگونه در لايه اي در اطراف ديواره حضور داشته ودر مناطق مستقل موجود در سرتاسر سطح مقطع قطعه ريختگي نيز وجود دارد. شكل 10 نمونه اي از مرزهاي مذاب را نشان مي‌دهد كه معمولا در داخل اين مناطق يافت شده ونشان مي‌دهد كه ممكن است از دانه هاي يوتكتيك تشكيل شده باشند.

شكل 9) ماكروگراف نمونه اچ نشده اي كه در طول انجام يوتكتيك در درجه حرارت 568  كوئنچ شده است ( Q4).

مناطق تيره رنگ حاوي يوتكتيك Al-Si است كه قبل از كوئنچ تشكيل شده اند.

نمونه بعدي (Q5) دردرجه حرارت 557 درجه كوئنچ شده است. صفحات ظريف B (Al5FeSi) مانند صفحاتي كه در شكل 11 نشان داده شده تقريبا درتمامي‌مناطق مذاب باقي مانده يافت مي‌شوند. استنباط مي‌شود كه تحت شرايط كنوني صفحات B بعد از مراحل بعدي انجماد يوتكتيك Al-Si در طول آن تشكيل مي‌شوند.

نمونه هايي (Q6) در درجه حرارت 554 درجه سانتيگراد حدود ده ثانيه بعد از كوئنچ قبلي كوئنچ شده است. در طول اين مدت مقدار قابل توجهي از فاز TT(Al8Mg3Fesi6) تشكيل شده كه بيشتر قسمت هاي آن ارتباط نزديكي با صفحات B دارد مقادير كوچك Mg2Si نيز يافت شده است كه معمولا مستقل از فازهاي حاوي Fe هستند. اين موارد در شكل 12 نمايش داده شده است.

شكل 10) مناطق تيره رنگ در شكل 9 ظاهرا حاوي دانه هاي يوتكتيك مختلفي هستند كه بوسيله مرزهاي مذاب از يكديگر جدا شده اند.

شكل 11) صفحات  B (Q5) در درجه حرارت 557 درجه سانتيگراد در سرتاسر مذاب كوئنچ شده يافت مي‌شوند.

شكل 12) واكنش نهايي در درجه حرارت 556 (Q6) شامل انجماد TT و Mg2si است.

شكل 13 ريز ساختاري را نشان مي‌دهد كه هنگامي‌كه انجماد بوسيله كوئنچ مختلف نشود، بدست مي‌آيد. دندريت هاي ضخيم Al بوسيله يوتكتيك ظريف Al-Si از يكديگر جدا مي‌شوند. اكثر فازهاي حاوي آهن و منيزيم به مناطق بين دندريتي حركت كرده و غالبا در مجاورت صفحات بسيار ضخيم سليكون يافت مي‌شوند. هيچ فازي را نمي‌توان يافت كه در نمونه هاي قبلي مشاهده نشده باشد.

شكل 13) ريز ساختار بدست آمده ازانجماد بدون اختلال

ضخيم كردن قابل ملاحظه بازوهاي دندريت در طول انجماد اتفاق مي‌افتد. اندازه گيري فواصل بازوهاي ثانويه در هر يك از نمونه هاي كوئيچ شده انجام گرفته و نتايج آن در شكل 14 نشان داده شده است. بهترين انطباق داده ها منجر به ارتباط نشان داده شده در اين شكل مي‌شود.

شكل 14) فاصله بازوي دندريت به صورت تابعي از زمان انجماد tf

اختلافات فاحشي در مقابل تخلخل مشاهده شده درنمونه هايي كه در مراحل مختلفي از انجماد كوئنچ شده اند وجود دارد.

ماكروگرافهاي نمونه هاي پوليش شده كه توزيع تخلخل ها را نشان  مي‌دهد، در شل 15 نمايش داده شده است. ميكروگرافي كه مورفولوژي تخلخي عادي نمونه Q6 را نشان مي‌دهد، در شكل 16 نمايش داده شده است.

شكل 15) ماكروگراف هايي كه توزيع تخلخل را در نمونه هاي كوئنچ شده نشان مي‌دهد: a))- Q1، (b)- Q2، (c)- Q3، (d) -Q4، (e)- Q5، (f)- Q6، و g انجماد بدون اختلال

شكل 16) مورفولوژي عادي تخلخلي كه در طول آخرين مراحل انجماد بوجود آمده است ( 566 درجه ، Q6)

بحث و تبادل نظر: تكامل ريز ساختار الياژ 601 را كه مورد بررسي قرار گرفته، مي‌توان از نتايج فوق بصورت خلاصه بيان كرد. در درجه حرارت 613 درجه دندريت هاي Al اوليه در سرتاسر نمونه جوانه زني كرده و سريعا رشد كرده و بر روي هم قرار گرفته و شبكه پيوسته اي را تشكيل مي‌دهند. بازوهاي ثانويه دندريت همزمان با رشد دندريت ضخمي‌مي‌شوند. بعد از پيوستگي كانال هاي بزرگي از مذاب بين دانه اي در امتداد مرز دانه ها موجود است. انتظار مي‌رود درجه سگر گارسيون پايين تر بوده و سرعت نفوذ نيز در امتداد اين مرزها نسبت به فواصل بين دندريتي بالاتر باشد.

اين امر منجر به بروز اختلافاتي در تركيب مي‌شود كه در ساختار مذاب كوئنچ شده ظاهر مي‌شود. اين امر در شكل هاي 5-3 نشان داده شده جايي كه بسته غني از طول كه بدون دندريت هاي ظرفيت Al است،‌در داخل دانه هاي اوليه قابل مشاهده است. در مقابل ما مناطق بين دانه ها حاوي مذاب غني از Al و دندريت هاي ظريف فراواني است كه در طول كوئنچ تشكيل شده اند. در زمان شروع واكنش يوتكتيك Q3 هر دو منطقه حاوي مذاب غني از محلول بوده وتنها بعضي از دندريت هاي ظريف تر را مي‌توان در امتداد مرز دانه ها مشاهده نمود ( شكل 8). در اين مرحله، احتمال متوقف شدن رشد دندريت ها وجود دارد و هر چند كه اين امر از شكل 14 واضح به نظر مي‌رسد، اين ضخيم شدن در طول انجماد ادامه پيدا مي‌كند.

قابليت نفوذ شبكه هاي دندريت كاملا توسط مدل هاي كنوني تشريح شده است. نشان داده شده است كه مرزهاي جامد جزئي مانند مرزهاي نشان داده شده در شكل هاي 5 و 8 هنگامي‌كه بزرگتر از فواصل بين بازوهاي ثانويه دندريت باشند قابليت نفوذ را افزايش مي‌دهند. همچنين نشان داده شده است كه قابليت نفوذ با ضخيم شدن بازوي دندريت افزايش پيدا مي‌كند. اين مدل ها براي سيلان جريان يوتكتيك در شبكه هاي دندريتي حاوي جامد با جز بالا ( تا حد 91/0) ايجاد شده اند.

اما از اين مدل ها براي جريان در حضور يك فاز يوتكتيك جامد استفاده نمي‌شود. براي انجام اينكار لازم است خصوصيات زير ساختار را به صورت صحيح و دقيق در طول انجماد تعيين كنيم كه اين كار مستلزم انجام اعمال گوناگون است.

در آزمايش هاي اخير، آلومينيوم اوليه به سرعت رشد كرده و در سرتا سر قطعه ريختگي يافت مي‌شود در مقابل، يوتيك AL-Si بصورت بسيار غير يكنواخت تري توزيع شده و نسبتا به آرامي‌رشد مي‌كند. اين امر از شكل q قابل استناد است كه توزيع مناطق يوتكتيك را در يك قطعه ريختگي، در نيمه راه انجماد يوتكيتك نشان مي‌دهد. مكانيزم هايي كه توزيع اين مناطق را كنترل مي‌كنند، شناخته شده نيستند با اين حال، روشن است كه اندازه و محل آن ها كانال هاي قابل دسترسي براي جريان يافتن مذاب را در طول باقي مانده انجماد تعيين خواهد كرد. احتمالا توزيع و رشد آن ها تحت تاثير مقدار اندك sr كه در آن حضور دارد، قرار گرفته و به احتمال بسيار زياد مكانيزم كه اخيرا توسط DAHLE و همكارانش ارائه شده موجب آن است بعد از كامل شدن انجماد مرزهاي مناطق يوتكتيك نشان داده شده در شكل 8 قابل رويت نخواهد بود بنابراين در نمونه هايي كه كاملا منجمد شده اند، خصوصيات رشد يوتكتيك Al-Si را نمي‌توان با استفاده از ميكروسكوب نوري تعيين كرد.

در مورد تركيب آلياژي كه مورد بررسي قرار گرفته، اكثر صفحات آهن B (ALS FeSi) بعنوان بخشي از واكنش يونتيك سه تايي با Si, Al منجمد نمي‌شوند، بلكه در واكنش مستقلي در درجه حرارتي اندكي پايين تر از درجه حرارت يوتكتيك Al-Si منجمد مي‌شوند كه اين نظريه متوسط تيلور و همكارانش ارائه شده است. اين امر از شكل 11 قابل رويت است كه در آن صفحات B در جلوي يوتكتيك Al- si يافت مي‌شود كه توسط جزء بالايي از مذاب احاطه شده است. واكنش در درجه حرارت C0 556 شامل انجماد TT و Mg2si است. گفته شده است كه TTبه وسيله واكنش پرتكتيك بين مذاب و فاز  تشكيل مي‌گردد. با اين حال، انتظار مي‌رود كه اين واكنش از نظر سينيتكي، مطلوب نباشد.

متحمل است كه رشد فاز  به سادگي متوقف شده و TT به وسيله تيلور مستقيم از مذاب تشكيل شود. انتظار مي‌رود كه مقادير قابل ملاحظه آلومينيوم در اين واكنش دخيل باشد (شكل هاي 11 و 12 را با يكديگر مقايسه كنيد). ظاهرا Mg2si تقريبا در درجه حرارت مشابه دماي يك واكنش مستقل متبلور مي‌شود.

با وجود آن كه آزمايش هاي كوئينچ، ابزار قابل قبولي براي مطالعه تكامل تخلخل در نمونه هاي ريختگي به نظر مي‌رسند، محدوديتي وجود دارد كه بايد بيان شود. احتمال حذف تخلخل به وسيله كوئنچ وجود ندارد، اما تخلخل ها مي‌توانند در پاسخ به تقاضاي سريع به مذاب تغذيه جوانه زني يا رشد كنند. به همين دليل، تخلخل موجود در نمونه هاي كوئينچ شده فقط مي‌تواند حد بالايي را براي سطح تخلخلي ايجاد كند كه در زمان كوئينچ مي‌تواند بسيار پائين تر باشد.

از شكل هاي 15(a) – (e) روشن است كه تخلخل بسيار اندكي در طول مراحل اوليه انجماد بوجود مي‌آيد. اين امر براي نمونه هايي كه زودتر وارد واكنش يوتكتيك شده اند (a) –(c) شگفت انگيز نيست، زيرا زير ساختار شامل دندريت هايي است كه توسط مرز دانه هاي با جزء كم جامد احاطه شده و نفوذ پذيري آن بالا است. در طول انجامد يوتكتيك، (d)، قسمت جلويي رشد به آرامي‌پيشرفت گرده و به مذاب تغذيه زمان كافي مي‌دهد تا از شبكه دندريتي اطراف بيرون كشيده شود كه اين امر مي‌تواند منجر به افزايش نفوذ پذيري به خاطر تداوم ضخيم شدن شود. صفحات B در قسمت انتهايي قسمت انجماد يوتكتيك (e) در مذاب باقي مانده تشكيل مي‌شوند كسر حجمي‌كوچكي از اين فاز وجود داشته وانقباض حجمي‌كلي ونياز به مذاب تغذيه احتمالا بسيار اندك است، بنابراين، تخللخ هنوز به وجود نيامده  است از آن جا كه فاز B دراي مورفولوژي صفحه اي است، حضور آن احتمالا مناطق اين مذاب زيادي را از يكديگر جدا خواهد كرد بنابراين هيچ حفره انقباضي در ارتباط با باقي مانده انجماد را نمي‌توان تغذيه كرد اين امر، افزايش قابل توجه تعداد تخلخل را در نمونه اي كه در طول انجماد II و Mg2 Si كوئينچ شده، توضيح مي‌دهد اندازه و مورفولوژي تخلخل به وسيله فصل مشترك جامد اطراف محدود مي‌شود كه اين امر در شكل 16 قابل مشاهده است. ميزان تخلخل هنگامي‌كه انجماد تكميل مي‌شود، بيشتر افزايش پيدا مي‌كند (شكل g 15).

مذاب مورد استفاده، گاز زايي نشده و سگرگاسيون هيدروژن احتمالا با گسترش تخلخل مرتبط است كه در بالا بيان گرديده است با اين حال، تحت اين شرايط آزمايش، زمان بحراني براي تشكيل تخلخل در آخرين مراحل انجماد است كه كسر كوچكي از مذاب در آن باقي مي‌ماند.

خلاصه 8 از آزمايش هاي انجماد غير پيوسته (همراه با اختلال) براي تعيين خصوصيات تكامل زير ساختار آلياژ آلومينيوم AA601  در طول انجماد استفاده شده است. بخش انجماد و دماي آغاز و واكنش ذيل به دست آمده است.

 

مذاب                    AL دندريت هاي                        613C0

مذاب                      Al+Si                                  570C0

مذاب                      AL+ALSFesi                        558c0  , 564oc

مذاب                      AL+AL8Mg3Fesi                 556c0

مذاب                       Mg2 Si+AL                              558c0

در اين تحقيق، زماني بحراني براي تشكيل تخلخل در مراحل نهايي انجماد بعد از تشكيل دندريت هاي اوليه آلومينيوم يوتكتيك Al- si و فاز AlsFSI قرار داشت. انجامد مواد بين فلزي باقي مانده به وسيله جوانه زني تخلخل ها انجام شد شبكه جامدي كه قبلا حين انجماد به وجود آمده بود، اندازه، مكان و مرفولوژي تخلخل را كنترل مي‌كند.

افزايش پيچيدگي تركيب آلياژ، خصوصيات ريز ساختاري را تغيير داده و تحقيقات بيشتري تحت عنوان (CAST انجام شده) تا انوع مختلفي از آلياژهاي پيچيده تري بررسي شود.


بسمه تعالي

موضوع:

تكامل ريز ساختار در يك آلياژ ريختگي
 Al-Si- Mg

استاد راهنما:

جناب آقاي مهندس كريمي

 

مترجمان:

مجتبي طهماسبي رفيع

منوچهر رشيدي ده رشيدي

بهار 85



تاريخ : شنبه بیستم خرداد 1391 | 15:27 | نویسنده : مصطفی حسن نژاد |
ریخته گری

ریخته گری مداوم  ( مداوم ریزی )

1-8 : مقدمه :

ریخته گری شمش ها به طریقه تکباری از نظر مشخصات متالوژیکی ، تکنولوژیکی و تولیدی دارای نارسایی ها و نقایص عمده ای است که تبدیل شرایط انجماد و افزایش کمیت و کیفیت تولیدی را ایجاب می نماید و در هر یک از شاخه های متالورژی آهنی و غیر آهنی ، مهمترین مباحث تولیدی بر انتخاب بر آیند مطلوب  از سه عامل متالورژی ، تکنولوژی و اقتصاد قرار دارد . در شمش ریزی که به تولید محصول نیمه تمام می انجامد ، بسیاری از عیوب و نارسایی های تولیدی ، هنگامی مشخص می گردند که کار مکانیکی  نظیر نورد ، پتکاری ، پرس ، فشار کاری و ... بر روی قطعه انجام گرفته است و کار و هزینه بیشتری صرف شده است و همین مطلب دقت و کنترل در تولید شمش ها را لازم می دارد .

خواص شکل پذیری مکانیکی آلیاژها ، مستقیماً  " به نرمش Ductility  و تا و Strength   آنها بستگی دارد و این دو مشخصه نیز شدیداً " تحت تاثیر ساختار شمش ، همگنی و یا ناهمگنی  دانه های بلوری ، مک حفره و جدایش قرار دارد . مهمترین مشخصات مورد لزوم در ساختار شمش ها عبارتند از :

الف ) ریز بودن دانه ها

ب ) گرایش دانه ها از ستونی به محوری

پ ) همگن و هم اندازه بودن دانه ها

ت ) نازک بودن مرز دانه ها

ث ) همگنی شیمیایی و فقدان جدایش های مستقیم یا معکوس

ج ) کاهش مک انقباضی و نایچه

چ ) همگنی در اندازه ، شکل و پخش مک های انقباضی

ح ) کاهش  مک های انقباضی پراکنده

خ ) کاهش و حذف مک های گازی و ریز مک ها

د ) حذف و کاهش ترک های درونی و سطحی

ذ ) کاهش مقدار آخال و سرباره

از مباحث قبل و آنچه که در فصول مربوط به انجماد گفته شده است ، چنین استنتاج می گردد که عیوب و نارسایی های متالولوژی ، ناشی از فقدان شرایط لازم برای سرد کردن و قدرت سرد کنندگی قالب ها می باشد که نوع آلیاژ و شکل و اندازه شمش نیز در حصول به نتیجه دلخواه اثرات قابل توجهی دارند. از نظر تکنولوژیکی و تولیدی نیز ، کندی و آهستگی ، نیاز به مکان و فضای وسیع ، دور انداز و برگشتی ها ی شمش ( در هر دو قسمت فوقانی و تحتانی ) افزایش تعداد کارگر و محدودیت در اندازه شمش ، عوامل دیگری محسوب می شوند که روشهای تکباری را محدود و برای صنعت پویای امروز نا کافی میسازند.

تحلیل عملی معایب و نیاز روز افزون به افزایش تولید ، به اصلاحاتی در روش های تکباری منجر گردید که نیازمندی های علمیو تولیدی را کفایت نمی نمود. روش ریخته گری مداوم و یا شمش ریزی مداوم بر اساس سرد کردن مستقیم تختال یا شمشال ، با طول های تقریباً محدود و زمان بار ریزی  نامحدود  ، فرآیند جدیدی است که قسمت اعظم نیازمندیهای فوق را برآورده ساخته و گسترش تکنولوژیکی و متالوژیکی آن هنوز ادامه دارد .

هر گاه روش یا فرایند جدیدی وارد صنعت گردد ، سال های متمادی ، بدون آنکه طرح اصلی و مکانیسم عمده آن تغییرات فاحشی پیدا کند ، مشمول تحقیقات وسیعی از دیدگاههای مختلف می گردد که به تحصیل محصولاتب بهتر و برتر می انجامد ، مانند تغییر مواد قالب ، سیستم خنک کنندگی ، مبرد و آبگرد که در شمش ریزی تکباری انجام گرفته است . هنگامی میرسد که طرحی کاملاً جدید و فکری نو و سیستمی کاملاً‌ متفاوت ابداع و اظهار می شود . در این حال ، چنانچه روش جدید ، بتواند نظر محققان و تولید کنندگان دیگر را جلب کند و یا پیش بینی تحول های جدیدی بر آن مترتب شود ، مسید تحقیقات و بررسیهای به طرف سیستم جدید گرایش یافته و کلیات آنها در روش جدیدی متمرکز می گردند . بدیهی است گاه ممکن است یک نظریه و یا طرح جدید ، برای سالیان دراز مسکوت بماند ولی چنانچه آن طرح بر موازین علمی استوار باشد و شرایط لازم عملی را در نیازهای صنعتی پیدا کند از لابلای تاریخ علمی بیرون کشیده می شود .

تغییر روش شمش ریزی از تکباری به مداوم ، شاهدی بر بیان فوق است ، زیرا تا قبل از آشنایی با مزایای ریخته گری مداوم ، شاهدی بر بیان فوق است ع زیرا تا قبل از آشنایی با مزایای ریخته گری مداوم ، همواره تحقیقات در اجزاء روش تکباری از نظر قالب ، انداز ته سر ، روش سرد کنندگی ، سیستم آبگرد ، و نظایر آن بعمل می آید و موفقیت هایی را نیز ره دنبال داشت . پس از تدوین علمی و استخراج نتایج تولیدی شمش ریزی مداوم تقریباً بیشتر تحقیقات و هزینه های مربوط متوجه این روش گردید در حالیکه استفاده از روشهای شناخته شده تکباری هنوز در مقیاس وسیعی ادامه دارد .

شمش ریزی مداوم ، روش جدیدی است که هر جند ایده و طرح های اولیه آن ره زمان بسمر "Bessemer"  و سال های 1840-1850 مربوط می شود ، ولی عمر کاربردهای صنعتی آن از 50 سال بیشتر نیست . از طرف دیگر ، گشترش تکنولوژی جهانی  سبب شده است که تحقیقات و طرح های مستقلی در کشورهای جهان ارائه شود و تنوع فاحشی را در انواع روش های ریخته گری مداوم پدید آورد بطوریکه مجموع طرح های ثبت شده در این مورداز 500 نوع نیز متجاور

 

3-2-8 : مکانیسم سرد کردن

در حقیقت مهم ترین وجه تمایز روش های مداوم ریزی بر روش های تکباری ، سرد کردن سریع و گاه بدون واسطه شمش یا محصول است که عمده مختصات متالوژیکی از این مکانیسم ناشی می گردد . استفاده مستقیم از آب جاری ، آب فشان آب اتمیزه ( پودر شده ) ، مخلوط آب و روغن مهمترین روش های سرد کنندگی را حاصل نموده اند ، در این حال استفاده از قالب یا هر محفظه نگاهدارنده به منظور انجماد اولیه و ایجاد استحکام در پوسته لازم به نظر می رسد . در حقیقت تنوع قالب و مکانیسم های سرد کردن را نمی توان از هم تفکیک نمود از هم تفکیک نمود چه تاثیرات هر یک بر دیگری کاملاً به اثباط رسیده است . تاثیر قالب و یا هر محفظه نگاهدارنده در انجماد اولیه و تا و پوسته کاملاً شناخته شده است و در برخی از موارد کل انجماد در برخوردهای مذاب و قالب انجام میگیرد و قسمتهایی جزیی و درونی به سرد کنندگی شدیدی نیاز ندارند . در هر صورت حرارتی ، تاو ، و مقاومت به فرسایش و خورندگی در قالب ها از اهمیت ویژه ای برخور دارند . ولی در شمش های حقیقی عموماً سیستم سرد کنندگی ثانویه ، همراه با سیستم اولیه " قالب " شرایط تکمیلی فرایند انجماد را حاصل می کنند .

با توجه به آنکه شمش ها ة عموماً محصول نیمه تمام تعریف شده اند و همواره پس از ریخته گری تحت عملیات مکانیکی نورد ، پتکاری ، فشار کاری ة مفتول کشی و ... قرار می گیرند ، در بسیاری از واحدهای تولیدی ، روش کار به گونه ای است که شمش قبل از سرد شدن کامل به قسمت نورد که در ادامه واحد ریخته گری قرار دارد منتقل شده و تمام و یا قسمتی از تغییر شکل بر روی آن انجام می گیرد . کاربرد همیشگی شمش ها در تغییر شکل ها و بخصوص تغییر شکل و نورد های منجر به تهیه ورق ، صفحه و تسمه باعث گردیده است که از نظر طراحی و تولیدی سعی شود که فاصله قسمت شمش ریزی و نورد کوتاه شده و حتی در هم ادغام شوند همین موضوع به طرح های مداوم ریزی در قالب های دورانی متحرک ، تسمه ریزی و ورق ریزی مستقیم منجر گردیده که در همین فصل درباره آنها سخن گفته خواهد شد و در همین حال وجه تمایز کاربرد ریخته گری مداوم و یا مداوم ریزی با شمش ریزی مداوم  مشخص خواهد شد .

4-2-8 : مکانیسم حرکت

بیرون کشی مداوم شمش یا صفحه از قالب ، طرح ها و روش های گوناگونی را پدید آورده است . در انواع طرح های موجود و ماشین های مورد استفاده می توان به دو روش اساسی اشاره کرد که بر مبنای قالب ثابت و قالب متحرک طراحی شده اند . در قالب ثابت ، بیرون کشی شمشال یا تختال ، متضمن استفاده  از سیستم های هیدرولیکی ، غلتکی و چرخ دنده  ای است در حالیکه در قالب متحرک ، حرکت نسبی قالب و شمش ، باعث می گردد که شمش یا صفحه در مراحل اولیه همراه با قالب و پس از زمان معین که به چرخه " Cycle " مربوط است توسط مکانیسم های دیگر بیرون کشیده شود .

5-2-8 :مکانیسم جدا کردن و انتقال

در مداوم ریزی بر حسب طول شمشال یا تختال و یا تعیین زمان انجماد کامل قطعه ، فضای اضافی برای حرکت محصول لزوم پیدا می کند . هر گاه حرکت مستقیم عمودی یا افقی باعث گسترش فضای طولی یا عمقی گردد ، ممکن است تغییراتی را در جهت حرکت ایجاد نمایند . پس از آنکه طول لازم شمشال تعیین گردید ، بریدن و جدا کردن ، با وسایل مختلف برشی انجام گرفته و سپس محصول به قسمتهای دیگر انتقال می یابد . در تسمه ریزی و ورق ریزی ، برش قطعه با طولی معین لزومی نداشته و عموماً " صفحات را " قرقره " نموده و برش و تعیین اندازه های مناسب در نورد انجام می گیرد .

3-8 : تاریخچه تحولات در مداوم ریزی :

مداوم ریزی رشته ای جدید در صنایع ریخته گری و ذوب محسوب می شود و آغاز تاریخ آن را عموماً " به زمان " هانری بسمر " Bessemer " و سال 1846 مربوط می سازند ، در حایکه در این مورد اختلاف نظرهای جزیی نیز وجود دارد و برخی G.Sellers  در سال 1840 و عده ای  John Laing  در سال 1843 را پایه گذار صنایع مداوم ریزی محسوب داشته اند . مسلم آنکه بسمر در سال 1846 ، عقاید و اصول طرح را حداقل به مدت 30 سال بدون توجه بر کنار ماند ، امروزه می توان مادر صنعت صفحه ریزی و تسمه ریزی و حتی شمش ریزی مداوم دانست که بدون نیاز به قالب معین و معمول ، مستقیماً ورق یا تسمه را تولید می کند .

طرح بسمر مطابق شکل 1-8 و 2-8 بر اساس بار ریزی در بین دو غلطک آبگرد و بیرون کشی ورق یا تسمه قرار داشت . نکته مهم در طرح بسمر ، ترکیب و تلفیق مناسب و توامی ریخته گری و نورد می باشد و بدینگونه بسمر در مقیاس کوچک تولیدی به تهیه ورق دست یافت که از نظر اقتصادی و تجهیزات تولیدی زمان نمی توانست مورد توجه قرار گیرد بسمر معتقد بود که روش نورد شیشه در حال خمیری می تواند بسهولت برای فلزات زود ذوب نظیر سرب و قلع به کار برد و آزمایشات خود را را بر این اساس شروع نمود و حدود 10 سال بعد موفق به تهیه ورق اهنی به طول یک متر گردید .

روش بسمر در سال 1872 بوسیله W.Wiknson و Ge.Taylor‌ و در سال 1874 بوسیله Goodale J. با طرح ماشین تسمه ای و بارریزی در فاصله بین دو نوار فولادی تغییر گردید و در سال 1885 توسط Lyman  به بارریزی بین تسمه و غلطک ( فولادی ) تبدیل یافت ، در سال 1879 توسط Tasker‌ روش جدیدی را که به جای تولید ورق و تسمه به تولید شمشال و تختال می انجامید پایه گذاری نمود که از آن به عنوان اولین نمونه های شمش ریزی حقیقی یاد می شود . در این روش مذاب در یک قالب باز با سیستم آ بگرد ریخته شده و با رریزی و بیرون کشی قطعه مداوماً انجام می گیرد. روش تاسکر توسط دیگران و از جمله Trots در قرن نوزدهم و توسط jonghouns و Rossi‌و kondic و walone ‌ در سالهای 1930 و 1950 تعقیب و اصلاحیه های یا تغییراتی بر آن مترتب گشت که امروزه تحت عنوان شمش ریزی مداوم و نیمه مداوم یکی از مهمترین روش های تولید شمش را در بر می گیرد .

در سال 1898 H.W.lash  روش جدید شمش ریزی مستقیم از کوره را ابداع نمود که توسط Eldred و بسیاری دیگر از پژوهشگران تعقیب گردید . این روش تحت عنوان شمش ریزی بسته یا افقی  Closed Mould c.c.‌ مورد استعمال متعدد یافته است . تاریخچه مختصر فوق نمایانگر  آن است که فقط تا سال 1900 تکنیک و روش های متفاوتی در مداوم ریزی پدید آمده است . و تکامل و گسترش تکنیک و روش آن هنوز ادامه دارد در شکل 3-8 نمایی از روش های متفاوت تلخیص شده است که در هر صورت مجموعه روش های موحود را می توان به صورت زیر دسته بندی نمود :

اول : مداوم ریزی در قالب های متحرک و دوار تسمه ریزی روشهای بسمر لیمال و ...

دوم: مداوم در قالب های ثابت باز با سیستم آبگرد و عموماً خنک کنندگی ثانویه که شمش ریزی در قالب و یا به اختصار شمش ریزی مداوم نامیده می شود .

روش های تاسکر و تروتس  و ...

سوم : مداوم ریزی در قالب های ثابت بسته که قالب در قسمت تحتان کوده  ذوب قرار گرفته است . روشهای Atha . Eldred‌ و ..

چهارم : روش مستقیم با بیرون کشیدن ورق میله از پاتل مذاب ‍ روش Lash‌ و..

با ید توجه داشت که گروه بندی فوق پایان یافته نیست و به گونه ای در آخر همین فصل اشاره خواهد شد . روشهای جدید دیگری نیز در تولید بکار می رود که هنوز وسعت کافی نیافتهاند علاوه بر آن هر یک از گروههای چهار گانه فوق خود نیز به دسته های کوچکتر تقسیم شده ند  که به طور اختصار و در حد یک شناسایی مقدماتی معرفی می شود.

1-3-8 :مداوم ریزی در قالب های متحرک " تسمه ریزی "

این روش را که باید به عنوان مادر صنایع مداوم ریزی محسوب کرد با طرح بسمر آغاز گردید و اینک تحول فراوان یافته است و دسته های متعدد و مجزایی بوجود آمده که از نظر مکانیسم سرد کنندگی و قالب و زمینه های کاربردی تفاوت هایی را یافته اند . تقسیم بندی زیر بر اساس نوع قالب متحرک و ریختن مذاب در فاصله :

دو غلتک Rolls

دو تسمه Endless Belt

دو نوار مفصلی Moving split mould

تسمه و غلتک ( چرخ ) Belt and grooved roll

انجام یافته است از طرف دیگر با توجه به آنکه محصول کار این ماشین ها عموماٌ به صورت نهایی ورق ، تسمه و گاه مفتول عرضه می گردد ، از نظر دستگاهها نیز می توان این گروه را به دو دسته بزرگ ماشین های ریخته گری نواری تسمه ریزی و ماشین های نورد بدون شمش دسته بندی کرد در هر دو صورت شناسایی انواع روش ها به ایجاد و ابداع طرح های جدید و یا کاربرد طرح های موفق خواهد انجامید که در این کتاب دسته بندی نوع اول تعقیب خواهد شد .

دسته اول : نورد بدون شمش یا تسمه ریزی بین دو غلتک

بسمر در سال 1846 طرحی را مبنی بر بار ریزی مداوم بین دو غلتک ارائه نمود که از نظر شرایط تکنولوژیکی و کمبود سیستم های کنترلی مورد توجه واقع نشد . و بسمر نتوانست بر مشکلاتی که در جریان تولید بوجود می آورد فائق آید یا آنهارا توجیه کند . همانطور که از شکل های 1-8 و 2-8 استنباط می شود نکات حائز اهمیت در طرح بسمر عبارتند از:

الف ـ روش بارریزی فوقانی درفاصله بین دو غلتک

ب دو غلتک فولادی که میان آنها آب جریان دارد و افزیش سرعت سرد کردن باعث تشکیل سریع پوسته جامد اولیه می گردد .

پ بیرون کشی تسمه که توسط حرکت غلتک های اولیه و غلتک ها و چرخ های ثانویه انجام می گیرد.

غلتک های ثانویه در گسترش های بعدی می تواند عمل نورد و کاهش ضخامت تسمه را نیز انجام دهد . غلتک های اولیه که عملاً نقش قالب را بر عهده دارند از فولاد انتخاب می شوند و بدیهی است که محاسبات متالوژیکی و مهندسی طرح این غلتک ها نسبت به غلتک های نورد تمایزات و اختلافات ویژه ای را دارار هستند که اهم وجوه تماز آنها عبارت است از :

1-انتخاب مواد مناسب آلیاژی از نظر مقاومت در مقابل ماده مذاب و کاهش احتمال خردگی و فرسودگی ترکیبی .

2-مقاومت کافی در مقابل نوسانات حرارتی و خستگی حرارتی بدلیل آنکه پوسته غلتک همواره از یک طرف  با مذاب و درجه حرارت نسبتاً بالا و از طرف دیگر با آب جاری در تماس است .

3-تحمل نیروی کمتر ، به دلیل آنکه تغییر شکل فلز مذاب یا خمیری همواره نیروی کمتری لازم دارد و در نورد معمولی ، تغییر شکل جامد ، فشار بیشتری را بر غلتک اعمال می کند .

در شکل 4-8 ، تصویر دو غلتک که در تسمه ریزی نوع بسمر ( نورد بدون شمش ) بکار رفته اند ، نشان داده شده است که در حال حاضر ، انواع غلتک ها بدون شکاف بوده و به غلتک های استوانی نورد کاری مشابهت تام دارند و تسمه هایی به ضخامت تا 6 میلیمتر و عرض تا 5/1 متر تولید می کنند .

در سال 1890 E.norton و J.Hodgson  کوشش های وسیعی را آغاز کردند که با تغییراتی در سیستم بارریزی و طرح جدیدی از غلتک ها و محاسبه شکاف بین آنها همراه بود . و این کوشش ها نیز به دلایل نارسایی های فراوان با موفقیت روبرو نگردید نیاز به ورق و تسمه و احتیاج روز افزون به محصولات تمام شده یا نیمه تمام آهنی وغیر آهنی در طول و پس از جنگ جهانی اول باعث گردید که این طرح مجدداً مورد مطالعه جدی قرار گیرد . G .Hazelett در سالهای 36 و 1935 طرح عملی خویش را مبنی بر تولید فلزات غیر آهنی اجرا نمود و بعد ها همین طرح را با تغییراتی بمنظور تهیه ورق و تسمه فولادهای کربنی نیز بکار برد در این تهیه حلقه عمودی از فولاد کرم دارو به قطر تقریبی 6 متر همراه با دو غلتک فولادی افقی عمل شکل دادن و بیرون کشی تسمه را انجام می دهند یکی از غلتک ها نگاه دارنده و دیگری گردنده است و به سهولت قابل خارج شدن و جاگذاری حلقه و تسمه می باشد . شکل 5-8 سرعت دوران برابر 150میلیمتر بر دقیقه ( × ) انتخاب گردید ه بود و " هازلت " با این ماشین تسمه هایی از مس ، برنج و فولاد سیلیسی به ضخامت 4/0 میلیمتر و عرض 75 میلیمتر تولید نمود که بنا به گزارش او سطح تمام شده بسیار خوب جدایش در آنها مشهود نبود .

جالب توجه است که طرح " هازلت " توسط یک آمریکایی به نام J.M.Merle

که در این زمینه مشغول تحقیقات بود به کمپانی های فروخته شد و هنگامی که هازلت از ادعای خود نسبت به حقوق طرح ، طرفی نبست مطالعه بر روی آنرا که در مقایس صنعتی با مشکلاتی نیز روبروبود کنار نهاد و درمورد روش های دیگر به مطالعه  و تحقیق پرداخت . در شوروی نیز از سال 1936 این طرح مورد توجه قرار گرفت و واحد تولیدی novo kramalor‌ بمنظور تولید انواع تسمه و ورق های فولادی در سال 1937 رسماً گشایش یافت در همین سال نیز Uliturtski‌ امکان تولید ورق های چدنی را اعلام نمود . جدیدترین و متحول ترین تغییران در طرح بسمر در سال 1957 بو سیله کمپانی Hunter – Eng – Regular   بعمل آمد و بوسیله این طرح ورق های آلومینیوم به ضخامت 6 میلیمتر و به عرض تا یک متر و با سرعت تولیدی حدود 5/0 تا 5/1 متر در دقیقه تولید گردید ، این طرح به دلیل روش بارگیری از زیر و معکوس و از نظر مدل انجماد و کنترل نیروهای وارد بر پوسته اولیه نسبت به ماشین های قبلی متایز است . شکل 6-8 الف . این طرح بعد ها نیز تغییراتی یافت و در ایران نیز با روش بار ریزی افقی و تحت زاویه 15 درجه در صنایع تولید ورق و زر ورق Foil  آلومینیوم مورد استفاده قرار گرفته است . 6-8 ب . در این ماشین محصول بریده نمی شود و در حول قرقره مناسب پیچیده می شود .

دسته دوم : تسمه ریزی بین دو نوار " تسمه "

این طرح را که می توان به نام Goodale ‌ نامید در سال 1874  اعلام گردید در این ماشین مطابق شکل 7-8 بار مذاب در یک مسیر افقی در فاصله بین دو تسمه نقاله فولادی ریخه می شود و تسمه حاصل در همان مسیر احتمال نورد گرم را دارد . طرح فوق نیز نتوانست موفقیت مناسبی کسب نماید و تا سال 1937 کاربرد عملی نیافت ، در این سال دو نفر روسی به نام Y.Grudin و E.Frolov  ماشین خود را بر اساس طرح فوق و با تغییرات عمده ای ارائه نمودند که از 4 نواز تسمه که با آب فشان سرد می شوند تشکیل می گردید .

بالاخره در سال های 1945 ، Hazelett  در آمریکا در دنباله مطالعات متعدد خود بر روی تهیه ورق های آلومینیوم و Goldoblin   در شوروی توانستند از این روش و با تکامل آن ، ورق شمش آلومینیوم به ضخامت 6 تا 225  میلیمتر و سپس ورق های نازک تر از مس و حتی فولاد را تهیه نمایند . تسمه های فولادی ، بوسیله تعداد  غلتک شکل مناسب را یافته و تسمه ریختگی حاصل نیز متعاقباً بوسیله غلتکهای فشاری نورد شده و با اندازه و ضخامت دقیق و کنترل شده تولید می گردند شکل 8-8 در این ماشینها ، عموماض از چند غلتک نگاهدارنده استفاده بعمل می آید و محصول پس از نورد فشاری اولیه در قرقره پیچیده و برای مراحل بعدی آملده می شود .

دسته سوم : میله ریزی مداوم

این روش هر چند که بوسیله A.Mattes‌ و H.W.Lash‌ در سالهای 1885 پایه گذاری گردید ولی تا سالهای 1920کاربرد صنعتی پیدا نکرد . Mellen‌ در سالهای 1913 تا 1925 موفق گردید که میله ریزی مداومی از برنج  و با قطر های حدود 20 تا 35 میلیمتر را ابداع نماید و در نتیجه به نام وی مشهور گشت در شکل 9-8 الف ، طرح اولیه متعلق به Lash‌ و در شکل 9-8 ب ،‌طرح Mellen  نشان داده شده است . قالب های دو تکه از چدن و با ابعاد132× 125×75 میلیمتر بر روی نوار زنجیر نصب می گردند . دونیمه قالب به گونه ای  طراحی می شوند که در حد اتصال مقطع کامل شمش یا میله مورد نظر را نمایان سازند مذاب در داخل محفظه قالب ریخته می شوند و قالب و فلز مذاب تؤاماً حرکت کرده و در قسمت انتهایی و پس از انجناد میله قالبها باز شده و میله خارج می گردد .

مشکلات اساسی این روش در جفت نشدن کامل قالبها و دوام کم آنها در اثر تغییرات حرارتی گزارش شده است ، از نظر متالوژیکی نیز این روش بر شمش ریزی تک باری امتیاز ویژه ای ندارد زیرا انجماد دقیقاً در قالب انجام گرفته و هیچگونه نیرو یا انرژی اضافی بر گسترش انجماد تأثیر نکرده است هر چند طرح از نظر متالوژیکی خصوصیات بارزی را در بر نداشت ، ولی به دلیل اقتصادی و تولیدی ، محققین بسیاری این روش را تعفیب کردند . در سال 1930 نیز یک فرانسوی بنام Chantrain  موضوع استفاده از هوای جامد را بعنوان قالب در این روش مطرح کرد که تا کنون در حد یک عقیده باقی مانده است . Akopoff‌ در سال 1933 ماشین میله ریزی خود را بر اساس جفت شدن اتوماتیک دو نیمه قالب طراحی نمود که این اصل بعد ها توسط Hunter-Douglas‌ مورد استفاده قرار گرفت .

در هر حال ، طرح اقتصادی و عملی در این سیست م در حدود سال های 1950بو سیله Hunter‌ ، ابداع گردید و در مدت کوتاهی به طرح Hunter- douglas‌ اشتهار یافت  شکل 10-8 ، د ر این ماشین قالب ها از چدن های حرارتی انتخاب گشته و هر قسمت قالب دارای سیستم آبگرد درونی بوده و علاوه بر آنها ، حقت شدن قالب ها بطور اتوماتیک انجام می گردد . با توجه به ظرفیت ذوب ، میتوان چنیدن ردیف قالب را در یک ماشین نصب نموده و در یک زمان به تولید زیادی دست یافت . این روش در آبومینیوم ریزی و برنج ریزی بیشترین موارد استعمال را یافته است .

دسته چهارم : مداوم ریزی " تسمه و میله " بین غلتک و تسمه

سالیان متمادی ، تولید کنندگان " مفتول لحیم " از ریختن مذاب در شکاف قالب های گردان استفاده می کردند ، Lyman‌و Ellacott‌ اولین کسانی بودندکه روش مداوم ریز میله را با استفاده از حرکت تؤام غلتک و تسمه توصیه نمودند، ولی تا سال های 1937 1940 این روش هیچگونه کاربرد صنعتی و عملی پیدا نکرد . در روش های ابتدایی یک چرخ شیار دار با استفاده از نیروی دورانی بعنوان قالب بکار میرفت که عملاً با توجه به تولید میله های به قطر 12 تا 100 میلیمتر و بطول 5/1 متر ، می توانست مشمول شرایط مداوم ریزی باشد .

در سال های 1945- 1949 Properzi‌ ایتالیایی ، Pechiney  فرانسوی و مرکز آزمایشهای آلومینیوم در انگلستان ، ماشین های مداوم ریزی برای ساختن میلگرد و میله های سرب و روی ابداع نمودند که بسرعت برای آلومینیوم ، مس و حتی فولاد نیز بکار رفت .

قالب متشکل از یک چرخ شیار دار و یک تسمه دوار فولادی است که بر روی 2 یا سه غلتک متکی شده است . از اتصال و جفت شدن تسمه و شیار ، شکل مقطع میله یا مفتول ساخته می شود چرخ شیار دار دارای مکانیسم آبگرد درونی است و تسمه نیز با آب خنک می شود . با تغییر مقطع شیار می توان تسمه و نوارهایی به عرض 30 سانتیمتر و ضخامت 5 تا 40 میلیمتر نیز تولید نمود. در شکل 11-8 ، مشخصات تسمه ریزی ماشین Properzi  نشان داده شده و در شکل 12- 8 ، مشخصات تسمه ریزی ماشین Properzi نشان داده شده و در شکل 12-8 ، نمای ساده و عمومی این ماشین ها مشخص شده است .

1- واحد بارریزی ، 2- تسمه دوار فولادی تیغه برای جدا کردن محصول از قاب ( شیار ) ، 4- قاب مسی چرخ ،‌ 5- تسمه دوار ، 6- میله ریخته شده ، 7 نوار میله آماره برای برش یا قرقره پیچی

جدا از مسایل عمومی طراحی و ساخت ماشین و امکانات تولیدی که وجوه متمایز دسته های چهارگانه ماشین های تسمه ریزی و نورد شمش را در بر می گیرد ، کیفیت متالوژیکی و ساختاری انواع قطعات تولید شده در این روش ها متفاوت است .

در ماشین های دسته اول و به عبارت دیگر ماشین های غلتکی نورد بدون شمش ،‌به همانگونه که از متن استنباط می شود ، مشکلات فراوانی وجود داشته که اینک بسیاری از آنها مکشوف و حل گردیده اند. انتخاب مواد مناسب برای غلتک ها به دلیل تماس مستقیم با مذاب و نوسانات حرارتی ، فرسودگی سریع آنها و نیازمندی به بعمیر و تعویض و سرعت تولیدی نسبتاً‌کم ( حدود 40 تا 200 کیلوگرم بر دقیقه ) از اهم مشکلات تکنولوژیکی محسوب میشوند .

کیفیت ساختاری ، انواع تسمه و ورق درروش بسمر ، عموماً مطلوب تر و بهتر از روش های کلاسیک تهیه شمش و تولید ورق می باشد ، علاوه بر آن مشکلات ناشی از انقباضات مک های گازی و جدایش های ترکیبی به حداقل ممکن میرسد . سرعت انجماد ، همراه با اعمال فشار بر تسمه و یا ورق جامد و نازک بودن نسبی محصول باعث می گردد که ساختار ریز و تقریباً هنگن در تمام ضخامت تسمه بوجود آید و هر چه ضخامت کمتر باشد ، همگنی ساختاری بیشتر می گردد ،‌سرعت انجماد همچنین باعث افزایش ضخامت پوسته تبریدی گردیده و رشد دانه ها را محدود می سازد از طرف دیگر نتایج تجربی ، عیوبی را در این قطعات ثبت نموده است که شامل ترک های سطحی ، ذخامت غیر یکنواخت نازکی ،‌آخال های سطحی و زخمه " scab  " می باشند که مهمترین آنها ترک های سطحی است که از توزیع ناهموار درجه حرارت و توزیع ناهمگن مذاب در سطح غلتک ناشی می شوند . در سیستم های افقی ، اعمال فشار از دو طرف غلتک برابر نیست و در نتیجه ساختار دانه ها در قسمت های فوقانی و تحتانی تفاوت هایی را داشته اند که در صورت کاهش ضخامت تسمه به کمتر از 10 میلیمتر ناهمگنی فوق به حداقل کاهش یافته و یا اصولاً حذف می شود .


فشار اعمال شده نیز باعث بروز برخی عیوب نظیر ترک ، زخمه و موئینگی " Fin " قطعه می گردد که با محاسبه و کنترل فشار در باریزی می توان آنها را کاهش داد . تو زیع هرچه وسیع تر و یکنواخت تر مذاب ، بوسایل مختلف نظیر ناودانک به طول مساوی با عرض تسمه و بهره گیری از روش های پا لایه و روبه گیری در پیاله بار زیز می تواند کلیه عیوب را تا حد بی ضرر تقلیل دهد. در هر حال ساختار میکروسکپی و ماکروسکپی تسمه های فولادی نشان می دهد که اندازه دانه ها در منطقه تبریدی و جداری با منطقه مرکزی برابر نیستند .

Hazellet   اظهار می دارد  که به منظور حذف ناهماهنگی و نامگنی های ساختاری و ترکیبی بهترین روش آن است که فلز مذاب بر روی یک سطح بسیار سرد ریخته شود ( به حلقه فولاد در طرح هازلت توجه شود) و زمان و سرعت به گونه ای انتخاب شود که بیشترین ضخامت قطعه بر این سطح جامد شود و غلتک هافقط قسمت مغزی را تحت فشار قرار دهند و منجمد سازند لازم به تذکر است که طرح Hazllet ‌ در رقابت های تولیدی نتوانست موفقیت زیادی کسب نماید .

مشخصات فوق برای تمام دسته های دیگر گروه ماشین های تسمه ریزی مداوم ، از نظر انتخاب مواد ، کنترل انجماد و کنترل ساختاری به همان نسبت وجود دارد . بسیاری از مشکلات متالورژیکی و تولیدی در ماشین های جدید مرتفع شده است . اجزاء کمکی ، ناودانکهای مناسب ، کنترل اتوماتیک جریان بار ریزی و سایر کنترل های دقیق توانسته است که بهره گیری از این ماشین ها را در تولید ورق های فلزات غیر آهنی و بخصوص آلو منییم و میله های برنجی و برای تهیه انواع ورق های فولادیو فولادهای آلیاژی گسترش دهند .

2-3-8 : قالب ساکن " باز " " شمش ریزی "

گردش فرایند شمش ریزی و استفاده از قالب های کوچک روباز در جهت تولید انواع شمشه . شمشال و تختال را هرچند با تشابهات فراوان و اصول یکسان ، می توان در زمینه کاربرد آنان برای فلزات غیر آهنی و آلیاژهای آهنی دسته بندی نمود .باید توجه داشت که عموم روش هایی که به مداوم ریزی منجر شده اند اغلب درمراحل اول بر روی فلزات غیر آهنی و بخصوص فلزات زود ذوب آزمایش گردیده و سپس برای فلزات دبر ذوب و فولادها تعمیم یافتهاند به عبارت دیگر مداوم ریزی درمورد فلزات غیر آهنی ، همواره سریع تر از مداوم ریزی فولاد گسترش و تحول یافته است زیرا :

1-                       کنتر ل ریخته گری فلزات غیر آهنی و بخصوص فلزات زود ذوب همواره آسان تر است .

2-                       معمولاً میزان تولید فلزات غیر آهنی کمتر و عملاً شرایط کار فراهم تر است .

3-                       در هر حال هر گونه گسترش و تحول بر روی مداوم ریزی و شمش ریزی بر اساس حل مشکلات ثابتی قرار دارد که در مورد فلزات غیر آهنی با سهولت بیشتر و سرعت بالاتر ی بعمل می آید . بسیاری از این مشخصات به رابطه فلز و قالب و خواص فلز مایع بستگی دارد که اهم آنها عبارتند از :

الف ـ مکانیسم عمومی ماشین بر مبنای حرکت شمش یا قطعه در حال انجماد به عبارت دیگر تعقیب مدل انجماد در هر لحظه شرایط متفاوتی را ایجاب می کند که در مجموع انجماد قطعات در مداوم ریزی از فرایند انجماد ، روش های ثابت و تک باری بسیار پیچیده تر است .

ب تاو فلز در نزدیک نقطه ذوب  و یا استحکام پوسته جامد اولیه .

پ مکانیسم انتقال حرارت و عواملی که بیرون کشی شمش از قالب را محدود می سازد ، نظیر سیالیت مذاب ، طراحی قالب ، طراحی منطقه سرد کننده ثانویه و مکانیسم تشکیل تنش های داخلی .

با توجه به مطالب ارائه شده  و با تشریحی که در این فصل و فصول بعد به عمل خواهد آمد ، شمش ریزی مداوم و نیمه مداوم روشی است که شمشال و تختال جامد از داخل یک قالب که معمولاٌ به سیستم آبگرد مجهز است و طول آن از طول شمش ریخته شده بسیار کوتاه تر است بیرون کشیده می شود ( شکل 3-8 ) شمش ریزی نیمه مداوم به روشی اطلاق می گردد که مقدار بار ریزی و اندازه طولی هر شمش محدود بوده و پس از هر بار ریزی ، متوقف و آماده سازی دستگاه برای عملیات بعدی الزامی است .

در هر دو روش شمش ریزی مداوم و نیمه مداوم  و برای تولید شمش های فوالادی و یا آلیاژ غیر آهنی مشخصات و اجزاء ثابتی وجود دارند که تغییر در مکانیسم هر جزء تا کنون به ابداع طرح های متفاوتی منجر شده است . این اجزاء که در شکل 13-8 نشان داده شده اند عبارتند از :

الف ) سیستم بار ریزی و کنترل سطح مذاب که از پاتیل ( A ) پیاله بار ریز ( B ) و محفظه ایمنی سر ریز ( D )  تشکیل یافته است .

ب) قالب ( C )  که عموماً از مس و جدن و یا گرافیت ساخته شده است و به سیستم آبگرد بیرونی و یا درونی مجهز است .

پ ) تجهیزات و سیستم خنک کنندگی ثانویه ( e ) به منظور انجماد کامل شمشال یا تختال با استفاده از جریان آب شهر ، آب فشان و ...

ت ) مکانیسم و تجهیزات بیرون کشی شمشال از قالب که توسط غلتک ( F‌) میله ( j ) و میله کف بند  ( h   ) تشکیل یافته و با نیروهای هیدرولیکی ، مکانیکی و الکتریکی حرکت خواهند کرد .

ث ) تجهیزات جدا کردن ، بریدن و انتقال شمش متشکل از قسمت های K,O,G‌ که  در روش نیمه مداوم این قسمت تقریباً حذف می گردد .

اجزاء متشکله فوق می توانند از نظر طراحی کاملاً قائم بر روی هم نصب شود و یا به شرحی که گفته خواهد شد تحت زاویه قائمه ازحالت قائم به افقی تبدیل شود که هر یک موارد استفاده مناسب خود را خواهد داشت .

دسته اول : طرح های شمش ریزی برای فولادها

شکل 14-8 تقریباً انواع روش های فولاد ریزی مداوم عمودی را که امروز مورد استفاده قرار می گیرند نشان می دند . شکل الف : مشخصه طرح های اولیه ای است که برای تولید شمشال و تختال هایی با ابعاد بزرگ و سرعت بار ریزی کم بکار می رفته است . حرکت عمودی شمش ریخته شده که پس از خروج  از قالب پوسته ای جامد آن را احاطه می کند به سمت منطقه خنک کننده های ثانویه که عموماً‌ بوسیله حرکت مستقیم آب عمل می نماید ، انجماد مغزی شمشال را برخواهد داشت . در این روش که بر اساس یک بنای کاملاً قائم طرح شده است ، تأ سیسات ساختمانی در دو یا سه طبقه ساخته می شود که معمولاً‌ یک یا دو طبقه آن در زیر زمین بنا می شوند .تا تسهیلات لازم برای انتقال پاتیل و بار ریزی فراهم شود . شکل های ب و ج تغییراتی را به منظور کاهش ارتفاع ساختمانی و افزایش طول شمش نشان می دهند . شکل د که به ماشین های شمش ریزی با قالب مایل و یا اختصاراً به ماشین های مایل موسوم هستند به منظور کاهش هر چه بیشتر ارتفاع ساختمانی و انطباق انجماد پوسته اولیه با مسیر حرکت آن مورد استعمال یافته اند و و تقریباً اکثر ماشین های جدید در این سیستم ساخته می شوند .

در بررسی تاریخی ، اولین طرح بر مینای استفاده از قالب های آبگرد در شمش ریزی مداوم فولادها متعلق به TASK BAR   می باشد که در سال 1879 به ثبت رسیده است و نمی توان از آن به عنوان یک طرح تجربه شده یاد نمود . طرح تاسکر برای لوله ریزی تهیه شده بود و مطابق شکل 15-8 یک میله یا سنبه Mandrel  بعنوان ماهیچه و قسمت درونی قالب بکار می رفت . R.doalen  در سال 1887 ماشین شمش ریزی متشکل از قالب آبگرد ، پیاله بار ریز متحرک و غلتک بیرون کش طرح نمود و برای اولین بار منطقه خنک کننده ثانویه را بطور مستقیم در نظر گرفت . در سال 1895 . Trots  ماشین خود را بر اساس استفاده از قالب تکه و نازک ارائه نمود که از نظر صافی سطوح و استحکام بی نظیر می نمود . کاهش اصطکاک سطحی بین قالب و شمش جامد یکی از مشکلات عمونی شمش ریزی محسوب می گردد و در همین زمینه ، طرح های متعددی نظیر استفاده از قالبهای دوار دوتکه ، بهره گیری از حرکت ارتعاشی قالب و یا قالب های دوار به منظور کاهش ضرایب اصطکاکی ابداع و عرضه گردید .

تحقیقات Z.Janghans‌ و طرح های مختلف او نقطه عطف و مرحله برجسته ای در صنایع شمش ریزی محسوب می شود . او که به تحقیقات و پژوهش های خود در زمینه مداوم ریزی فلزات غیر آهنی اشتغال داشت در سال های 1930 و 39 و 1945 تا 1951 ، تجربیات خویش را برای فولاد نیز آزمود و بالاخره موفق به تهیه حدود 1900 تن فولاد کم کربن فولاد زنگ نزن و فولاد نارام گردید . شمشال هایی به قطر 100 تا 265 میلیمتر و تختال هایی با مقطع 245×80  میلیمتر از محصولات ماشین های Janghans  محسوب می شدند . با تو جه به آنکه عمده تحقیقات او معطوف به فلزات غیر آهنی است لذا در قسمت بعد با تفصیل بیشتری درباره ماشین های Janghans‌ صحبت خواهد شد.

طرح های مختلف و ماشین های متعددی که در کشورهای مختلف جهان ارائه گردیده است ، بسیار وسیع می باشد ،‌بطوریکه فقط اشاره ای مختصر به آنها بیش از حد لازم در این کتاب می نماید . ماشین های نوع Janghans-Rossi‌ مطابق شکل 16-8 را می توان نمونه ای پیشرفته و کامل محسوب داشت که امروزه نیز موارد استعمال فراوان دارد. این طرح از تلفیق دو ماشین janghans ‌ و Rossi  توسط این دو محقق ابداع گردبد در حالیکه طرح Rossi   شکل 17-8 نیز هنوز موارد استفاده محدودی دارد . در سال 1954 ماشین های Babcock-Wilox شکل 18-8 به ثبت رسیدند و مورد بهره برداری قرار گرفتند وجه تنایز این سیستم بر حرکت رفت و برگشتی شمشال در درون قالب قرار دارد و بدین ترتیب ضریب اصطکاک در بیرون کشی شمشال به مقدار زیادی کاهش می یابد . ماشین های با قالب های چند گانه وهم چنین ماشین مداوم ریزی و شمش ریزی "TsN11cher Metex "  شکل 19- 8 از انواع جدید فولاد ریزی هستند که هر یک در کارخانه های مختلف مورد استفاده قرار گرفته اند .

کارخانه ذوب آهن اصفهان ، دارای قسمت شمش ریزی مداوم فولاد است که بر اساس طرح کارخانه (NTMZ) Novo Iron  Steel  Works   بنا نهاده شده است . شکل 20-8 و همچنین نمودار دستگاه شمش ریزی کارخانجات نورد اهواز با قسمتهای وابسته به آن در شکل 20-8 مکرر نشان داده شده است .



تاريخ : چهارشنبه هفدهم خرداد 1391 | 14:57 | نویسنده : مصطفی حسن نژاد |