Физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду
Методом физического моделирования на основе термогидродинамических критериев подобия и безразмерных соотношений изучен процесс литья шарообразных тел в охлаждающую несмешивающуюся жидкость. Проанализировано влияние ряда параметров, зависящих от температуры, на характер внедрения расплавленного объ...
Saved in:
| Published in: | Процессы литья |
|---|---|
| Date: | 2009 |
| Main Authors: | , |
| Format: | Article |
| Language: | Russian |
| Published: |
Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України
2009
|
| Subjects: | |
| Online Access: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/114170 |
| Tags: |
Add Tag
No Tags, Be the first to tag this record!
|
| Journal Title: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Cite this: | Физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду / В.А. Середенко, Е.В. Середенко // Процессы литья. — 2009. — № 6. — С. 53-60. — Бібліогр.: 14 назв. — рос. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| id |
nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-114170 |
|---|---|
| record_format |
dspace |
| spelling |
Середенко, В.А. Середенко, Е.В. 2017-03-02T15:30:53Z 2017-03-02T15:30:53Z 2009 Физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду / В.А. Середенко, Е.В. Середенко // Процессы литья. — 2009. — № 6. — С. 53-60. — Бібліогр.: 14 назв. — рос. 0235-5884 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/114170 621.746.516 Методом физического моделирования на основе термогидродинамических критериев подобия и безразмерных соотношений изучен процесс литья шарообразных тел в охлаждающую несмешивающуюся жидкость. Проанализировано влияние ряда параметров, зависящих от температуры, на характер внедрения расплавленного объема в жидкую среду и его перемещения в ней, формообразование и сфероидизацию отливаемого тела. Определены рациональные условия проведения процесса литья, обеспечивающие его эффективность. Методом фізичного моделювання на основі термогідродинамічних критеріїв та безрозмірних співвідношень вивчений процес лиття кулеподібних тіл у охолоджувальну рідину, що не змішується. Проаналізовано вплив ряду параметрів, які залежать від температури, на характер впровадження розплавленого об’єму у рідке середовище і його переміщення в ній, формоутворення і сфероідизацію тіла, що відливається. Визначені раціональні умови проведення процесу лиття, які забезпечують його ефективність. On a base of the termohydrodynamic Numbers and undimention correlations spherical bodies casting process into the cooling immiscibile liquid was stydied by physical simulation method. It was analized a series of parameters action, depending on temperature, on introducing character of melted volume into the liqutd medium and its displacement in the it, forming and sphere shaping of the casted bodies. Rational conditions leading of casting process allow to provide it efficacy were determined. ru Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України Процессы литья Новые методы и прогрессивные технологии литья Физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду Article published earlier |
| institution |
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| collection |
DSpace DC |
| title |
Физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду |
| spellingShingle |
Физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду Середенко, В.А. Середенко, Е.В. Новые методы и прогрессивные технологии литья |
| title_short |
Физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду |
| title_full |
Физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду |
| title_fullStr |
Физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду |
| title_full_unstemmed |
Физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду |
| title_sort |
физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду |
| author |
Середенко, В.А. Середенко, Е.В. |
| author_facet |
Середенко, В.А. Середенко, Е.В. |
| topic |
Новые методы и прогрессивные технологии литья |
| topic_facet |
Новые методы и прогрессивные технологии литья |
| publishDate |
2009 |
| language |
Russian |
| container_title |
Процессы литья |
| publisher |
Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України |
| format |
Article |
| description |
Методом физического моделирования на основе термогидродинамических критериев подобия и безразмерных соотношений изучен процесс литья шарообразных тел в охлаждающую
несмешивающуюся жидкость. Проанализировано влияние ряда параметров, зависящих от
температуры, на характер внедрения расплавленного объема в жидкую среду и его перемещения в ней, формообразование и сфероидизацию отливаемого тела. Определены рациональные условия проведения процесса литья, обеспечивающие его эффективность.
Методом фізичного моделювання на основі термогідродинамічних критеріїв та безрозмірних
співвідношень вивчений процес лиття кулеподібних тіл у охолоджувальну рідину, що не
змішується. Проаналізовано вплив ряду параметрів, які залежать від температури, на характер
впровадження розплавленого об’єму у рідке середовище і його переміщення в ній, формоутворення і сфероідизацію тіла, що відливається. Визначені раціональні умови проведення
процесу лиття, які забезпечують його ефективність.
On a base of the termohydrodynamic Numbers and undimention correlations spherical bodies
casting process into the cooling immiscibile liquid was stydied by physical simulation method. It
was analized a series of parameters action, depending on temperature, on introducing character
of melted volume into the liqutd medium and its displacement in the it, forming and sphere shaping
of the casted bodies. Rational conditions leading of casting process allow to provide it efficacy
were determined.
|
| issn |
0235-5884 |
| url |
https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/114170 |
| citation_txt |
Физическое моделирование процесса литья шаров в жидкую среду / В.А. Середенко, Е.В. Середенко // Процессы литья. — 2009. — № 6. — С. 53-60. — Бібліогр.: 14 назв. — рос. |
| work_keys_str_mv |
AT seredenkova fizičeskoemodelirovanieprocessalitʹâšarovvžidkuûsredu AT seredenkoev fizičeskoemodelirovanieprocessalitʹâšarovvžidkuûsredu |
| first_indexed |
2025-11-25T20:29:33Z |
| last_indexed |
2025-11-25T20:29:33Z |
| _version_ |
1850523618029600768 |
| fulltext |
ISSN 0235-5884. Процессы литья. 2009. № 6 53
Новые методы и прогрессивные технологии литья
2. А. с. 933196 СССР, МКИ3 В22Д 11/00. Способ непрерывной разливки металла / А. С. Корни-
енко, Н. В. Леушин, О. В. Носоченко и др. - Опубл. 07.06.83, Бюл. № 12.
3. Мочалов О. О. Курс фізики: Навчальний посібник для вузів. – Миколаїв: НУК, 2008. – Т. 2. – 384 с.
4. Коваль С. С., Коваль С .В., Кучер Д.Ю. Моделирование процессов распределения инакуляторов в
объеме слитка при непрерывной разливке: Тез. докл. //VI Міжнародна наукова школа-семіна-
ру по імпульсним процесам, в механіці суцільних середовищ. – Миколаїв, 2005. – С. 123-126.
5. Мочалов А.А., Шаповал Н. А. Математическая модель намораживания металла на микрохоло-
дильник // Математичне моделювання. – 2009. - № 3. – С. 78-80.
6. Мочалов А.А., Гайша А. А., Шаповал Н.А. Математическая модель физических процессов кристал-
лизации слитков и сварных швов при наличии микрохолодильников // УГМТУ. – 2008. – № 6
(423). – С. 76-80.
7. Парсэлл П. Э. Берклеевский курс физики. Электричество и магнетизм. - М.: Наука, 1975. –
С. 349-362.
8. Проблемы теплообмена: Пер. с англ. / Под ред. П. Л. Кириллова. – М.: Атомиздат, 1967. - 336 с.
Поступила 12.09.2009
УДК 621.746.516
В. А. Середенко, Е. В. Середенко
Физико-технологический институт металлов и сплавов НАН Украины, Киев
ФИЗИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ЛИТЬЯ ШАРОВ
В ЖИДКУЮ СРЕДУ
Методом физического моделирования на основе термогидродинамических критериев подо-
бия и безразмерных соотношений изучен процесс литья шарообразных тел в охлаждающую
несмешивающуюся жидкость. Проанализировано влияние ряда параметров, зависящих от
температуры, на характер внедрения расплавленного объема в жидкую среду и его пере-
мещения в ней, формообразование и сфероидизацию отливаемого тела. Определены ра-
циональные условия проведения процесса литья, обеспечивающие его эффективность.
Методом фізичного моделювання на основі термогідродинамічних критеріїв та безрозмірних
співвідношень вивчений процес лиття кулеподібних тіл у охолоджувальну рідину, що не
змішується. Проаналізовано вплив ряду параметрів, які залежать від температури, на характер
впровадження розплавленого об’єму у рідке середовище і його переміщення в ній, формо-
утворення і сфероідизацію тіла, що відливається. Визначені раціональні умови проведення
процесу лиття, які забезпечують його ефективність.
On a base of the termohydrodynamic Numbers and undimention correlations spherical bodies
casting process into the cooling immiscibile liquid was stydied by physical simulation method. It
was analized a series of parameters action, depending on temperature, on introducing character
of melted volume into the liqutd medium and its displacement in the it, forming and sphere shaping
of the casted bodies. Rational conditions leading of casting process allow to provide it efficacy
were determined.
Ключевые слова: моделирование, литье, шар, охлаждающий расплав.
Процесс литья металлических шаров в несмешивающемся расплаве зависит от многих
факторов (тепловых, гидродинамических, поверхностных и других) и еще недостаточно
изучен [1-4]. Образование шара в жидкой среде сопровождается изменением межфазной
поверхности несмешивающихся неизотермических жидкостей и колебаниями ее формы.
Процесс формирования сферической межфазной поверхности усложняет то, что он про-
текает в нестационарных условиях теплообмена на локальных участках охлаждающегося
и затвердевающего объема, внедренного в менее нагретый расплав.
54 ISSN 0235-5884. Процессы литья. 2009. № 6
Новые методы и прогрессивные технологии литья
Формирование в жидкой охлаждающей среде тел со сферической поверхностью приме-
няется при изготовлении из сплава Sn-Pb моноразмерных шариков (D = 0,7÷0,8 мм) в сили-
коновом масле (соотношение плотностей отливки и среды Кρ >>1) для микроэлектроники
[1], утилизации отходов магниевого производства (шарики магния c D до 2 мм) в оксидно-
солевом расплаве Кρ ≈1 [2], получения крупных гранул магния (c D = 5÷15 мм) в солевом
расплаве (Кρ >1) для производства полиэтиленсиликоновых жидкостей [3]. В солевом
расплаве отлиты также шары из алюминия диаметром до 40 мм (Кρ ≈1) [4]. Основной
трудностью обеспечения стабильных результатов по форме шаров при их литье в жидкую
среду, близкую им по плотности, вследствие быстрого изменения плотности вещества
шара при охлаждении и затвердевании является выбор диапазона вариации Кρ в процессе
формирования сферической поверхности шара [1, 3, 4].
К данному способу изготовления шарообразных тел примыкают технологии полу-
чения металлической дроби, в которых сфероидизация дискретных объемов происходит
в газовой среде, а затвердевание - в жидкой (Кρ >>1) [5]. Использование газовой среды
для формирования литых тел с идеальной сферической поверхностью в условиях не-
весомости предусматривается в космической технологии [6]. Однако, проведенные
эксперименты не дали однозначных результатов. Опыты со сплавом Вуда на космической
станции привели к получению чечевице- и грушеобразных отливок, а из меди отлит шар
диаметром 0,15 м [6, 7]. В общем для процесса литья шарообразных тел в жидкой среде
характерно наличие определенной части отливок нестандартной формы (сплюснутые,
грушеобразные, гантели, с впадинами или хвостами и т. п.), особенно при увеличении
их размера [3]. Причиной этого, в первую очередь, является неоптимальное сочетание во
времени гидродинамических и теплофизических процессов.
Особенности указанных процессов исследовались с использованием модельных сред
при внедрении струи расплава, истекающего из мерной емкости, через свободную по-
верхность в охлаждающую среду, формообразовании отливки и ее перемещении в среде,
охлаждении и затвердевании шара. Материалом отливок служили сплавы парафина и
пластилина, а вода и водный раствор хлористого натрия использовались как охладители.
Охлаждающие среды были прозрачны, что давало возможность наблюдать за процессом
формообразования и перемещения шаров. Характеристики модельных веществ приведены
в таблице [8-10]. Значение коэффициента межфазного натяжения жидкостей σ
12
опреде-
лялось из уравнения, выведенного в [11], по формуле
s = s s s s q2 2
12 1 2 1 2 к- - 2 сos ,
где σ
1
– коэффициент поверхностного натяжения жидкого сплава, Н/м; σ
2
- коэффициент
поверхностного натяжения охлаждающей среды, Н/м; θ
к
- краевой угол при контакте двух
несмешивающихся жидкостей (сплава и среды) и газа, град.
Краевой угол θ
к
устанавливался по форме затвердевшей капли сплава на поверхности
охлаждающей жидкости и для исследованных сред составил ~ 19
о
. При этом коэффициент
межфазного натяжения по расчету имел значение ~0,034 Н/м. Число Нуссельта (Nu) при дви-
жении шарообразного объема в охлаждающей жидкости определялось по формулам [12]
2/3 1/3Nu = 2 + 0, 08 Re Rr при Re < 200;
0,5 0,35Nu = 0,55 Re Rr при Re < 200,
где Re – число Рейнольдса в охлаждающей жидкости, окружающей движущийся
шарообразный объем; Pr - число Прандтля охладителя.
Коэффициент теплоотдачи α определялся по выражению [12] α = Nu λ
2
/ ℓ
1
, где λ
2
-
коэффициент теплопроводности охлаждающей жидкости, Вт/(м · оС); ℓ
1
- характерный
размер жидкого дискретного объема сплава, м.
Эксперименты проводились при изменении характерных размеров отливаемых тел
ISSN 0235-5884. Процессы литья. 2009. № 6 55
Новые методы и прогрессивные технологии литья
и чисел подобия в следующих диапазо-
нах: а - сплав № 1 + среда № 1 диаметр
шаров D
1
[0,005-0,014 м]; Pr [3,54-6,99];
Re [38-1018]; Nu [2,2-14,5]; число Фруда
Fr [1,6-5,5]; число Вебера We [1,2-13,2],
температура перегрева сплава t
1
, отне-
сенная к температуре его плавления t
1пл
[1,036-1,248], температура охлаждающей
среды t
2
, отнесенная к температуре t
1пл
[0,288-0,998]; б - сплав № 2 + среда № 2
- D
1
[0,01-0,02 м], Pr [3,54-6,99]; Re [189-
-1026]; Nu [6-28], Fr [1,6-5,5]; We [1,2-13,2];
t
1
/t
1пл
[1,036-1,248]; t
2
/t
1пл
[0,288-0,998]. При
этом в варианте “а” реализовался процесс
литья менее плотного, чем среда жидкого
сплава (Кρ=0,96), но который в процессе
охлаждения и затвердевания сравнивал-
ся по плотности со средой (Кρ=1) и при
дальнейшем охлаждении превосходил ее
по плотности (Кρ=1,10). В варианте “б”
плотности жидкого сплава и охлаждаю-
щей среды в начале взаимодействия были
равны (Кρ=1), а при охлаждении сплава
его плотность превышала плотность
среды (Кρ=1,17). Такой выбор вариантов
изменения Кρ в процессе литья обусловлен
условием создания состояния “квазиневе-
сомости” объема сплава при протекании
процесса его сфероидизации. Для фиксации
промежуточных форм жидкого объема спла-
ва в процессе образования шарообразных
тел применялся метод “замораживания”
сплава. Это реализовалось за счет подбора
температур t
1
и t
2
.
В процессе проведения опытов
определили, что в момент соприкоснове-
ния лобовой части жидкого объема сплава
с охлаждающей жидкостью ее поверхность
прогибалась. Искривление этой поверх-
ности создавало капиллярное давление,
которое стремилось вернуть ее в горизон-
тальное положение. В результате лобовая
часть падающего объема сплава заторма-
живалась и возникало ее растекание по
прогнутой поверхности охладителя. При
внедрении сплавов в охлаждающую среду со скоростью в момент контакта υ
к
до 0,4 м/с
(Fr < 1,7) они не прорывались в объем охладителя и отливки оставались на его поверхнос-
ти, удерживаемые силой межфазного натяжения. Литое тело в этом случае имело форму
диска с толщиной, возраставшей в направлении его центра. Увеличение кинетической
энергии объема жидкого сплава (υ
к
> 0,42 м/с, Fr > 1,8) приводило к резкому прогибу
центра искривленной поверхности охладителя и проникновению части объема сплава в
объем охлаждающей жидкости со скоростью υ
o
до 0,01 м/с (Re < 200; Nu < 7). При этом
поверхностные силы были в состоянии удерживать объем сплава у поверхности охлаж-
В
ещ
ес
тв
а
П
ло
тн
ос
ть
,
кг
/м
3
Те
м
пе
ра
ту
ра
пл
ав
ле
ни
я,
о С
К
оэ
ф
ф
иц
ие
нт
те
пл
оп
ро
во
дн
ос
ти
,
В
т/
(м
·
о С
)
К
оэ
ф
ф
иц
ие
нт
к
ин
е-
м
ат
ич
ес
ко
й
вя
зк
ос
ти
,
м
2 /с
К
оэ
ф
ф
иц
ие
нт
по
ве
рх
но
ст
но
го
на
тя
ж
ен
ия
, Н
/м
О
тл
и
вк
а
сп
ла
в
№
1
:
50
%
п
ла
ст
и
ли
н
а
50
%
п
ар
аф
и
н
а
11
50
п
ри
2
0
о С
9
60
п
ри
6
0
о С
52
,1
*
0,
49
*
-
0,
02
3
сп
ла
в
№
2
:
80
%
п
ла
ст
и
ли
н
а
20
%
п
ар
аф
и
н
а
13
20
п
ри
2
0
о С
11
20
п
ри
6
0
о С
52
,1
*
0,
49
*
-
0,
02
3*
О
хл
аж
да
ю
-
щ
и
е
ср
ед
ы
ср
ед
а
№
1:
во
да
99
8
п
ри
2
0
о С
98
8
п
ри
5
0
о С
0
0,
60
п
ри
2
0
о С
0,
65
п
ри
5
0
о С
1,
00
6
·1
0-6
п
ри
2
0
о С
0,
55
6
·1
0-6
п
ри
5
0
о С
0,
07
3
п
ри
2
0
о С
0,
06
8
п
ри
5
0
о С
ср
ед
а
№
2
:
2
0
%
р
а
с
т
в
о
р
а
N
aC
l в
в
од
е
11
50
п
ри
2
0
о С
11
20
п
ри
5
0
о С
<
0
0,
65
п
ри
5
0
о С
0,
55
6
· 1
0-6
п
ри
5
0
о С
0,
06
8
п
ри
5
0
о С
*
оп
ре
де
ле
н
о
эк
сп
ер
и
м
ен
та
ль
н
о
Х
а
р
а
кт
е
р
и
с
ти
ки
м
о
д
е
л
ьн
ы
х
в
е
щ
е
с
тв
о
тл
и
в
о
к
и
о
хл
а
ж
д
а
ю
щ
и
х
с
р
е
д
56 ISSN 0235-5884. Процессы литья. 2009. № 6
Новые методы и прогрессивные технологии литья
дающей жидкости. Однако, значитель-
ная его часть сфероидизировалась под
уровнем охладителя и сохраняла связь
с остальным объемом сплава, оставав-
шемся у поверхности охлаждающей
жидкости, рис. 1. Затем жидкий сплав
делился на два объема. Один оставался
в виде диска на поверхности охлади-
теля, а второй сфероидизировался в
объеме охлаждающей среды.
Увеличение скорости внедрения
сплавов в охладитель до 0,5 м/с (Fr ≈ 2,6)
приводило к прорыву всего объема сплава под уровень охлаждающей жидкости (Re < 200;
Nu <11). При этом формирование отливки шло по схеме преобразования лобовой части
объема в крупный фрагмент оболочки будущего шара, к которой примыкала кормовая
часть объема в виде разнотолщинного изогнутого удлиненного образования (“хвоста”),
рис. 2. Затем кормовая часть объема
сплава складывалась внутри обо-
лочки лобовой части (рис. 3) и далее
происходила сфероидизация всего
объема сплава.
При скорости лобовой части
объема сплава в момент касания по-
верхности охлаждающей жидкости,
превышающей 0,5 м/с (Fr > 2,6),
искривление поверхности охла-
дителя и прорыв лобового объема
под его уровень происходили без
развития процесса растекания
жидкости лобового объема сплава
(Re < 200; Nu <12). Эта часть объема
приобретала шарообразную форму,
в которую втекала одной или двумя струями кормовая часть объема, рис. 4. В процессе
поглощения шарообразной частью объема сплава кормового объема ее диаметр рос, она
замедляла свое движение и кормовой объем преобразовывался в конический выступ на
поверхности сфероидизирующегося объема, рис. 5. Втекавшая в жидкий шар масса кормо-
вого объема приводила к образованию впадины в зоне ее поглощения и выпучиванию проти-
воположной части поверхности шара, рис. 6. Затем начинался
процесс колебания (осцилляции) поверхности жидкого шара,
Рис. 2. Формы отливок при скорости внедрения в охладитель
~ 0,5 м/с, (Fr = 2,5)
Рис. 3. Форма отливки после втя-
гивания “хвоста” (Fr = 2,5)
Рис. 4. Форма отливок при втекании кормовой части объема
сплава в сфероидизирующийся объем сплава (Fr > 2,5)
Рис. 1. Отливки, оставшиеся у поверхности охладителя,
Fr =1,9
ISSN 0235-5884. Процессы литья. 2009. № 6 57
Новые методы и прогрессивные технологии литья
который заканчивался через определенное (в услови-
ях эксперимента < 0,5 c) время, вследствие действия
сил вязкости. Шары образовывались в жидкой среде
до скорости внедрения жидкого сплава в охладитель
υ
к
≈ 0,85 м/с (Fr < 8) и при скорости объема сплава в
охладителе до υ
0
≈ 0,1 м/с (Wе < 6), рис. 7. Превышение
этой скорости приводило к деформации и разрушению
объема сплава с последующим возникновением не-
скольких шариков различного диаметра (We ≈ 10).
Исследования показали, что в варианте “а”,
когда жидкий сплав имел меньшую плотность, чем
среда, после образования сферической поверхности
объема сплава и начала его охлаждения с недоста-
точной интенсивностью (Nu < 5), он всплывал на
поверхность охладителя жидким или полутвердым.
При этом шар либо растекался в утолщенный диск,
либо образовывал полусферы или кувшино- и
шляпообразные отливки, рис. 8. При изменении
Кρ по рассмотренным вариантам глубина ванны
с охлаждающей средой должна обеспечивать
касание ее дна или свободной поверхности
охладителя не деформируемой отливкой. При
этом необходимо выполнение следующих усло-
вий: τ
сф
< τ
0
< τn, где τсф – время сфероидизации
жидкого объема сплава; τ0 – время охлаждения
до затвердевания шара; τn – время перемещения
объема сплава в жидком охладителе до момента
касания его границы с ванной или атмосферой.
Время сфероидизации жидких объемов спла-
вов при проведении экспериментов коррелиро-
вало (ошибка <20 %) со временем, определенным
по формуле
» r stсф 1 1 1/D , предложенной для
оценки в первом приближении времени сферо-
идизации жидкости в газовой среде в условиях
невесомости [6]. В частности, для шариков диа-
метром 0,020 м экспериментально установленное
τ
сф
≤ 0,6 с (расчетное время сфероидизации 0,51 с).
Средняя скорость жидких объемов сплавов после
контакта с поверхностью жидкости и погруже-
ния в охладитель υ
о
была примерно на порядок
меньше υ
к
. Для варианта “а” она определялась по
глубине и времени погружения объема сплава до
момента остановки и всплывания сплава в охла-
дителе. В варианте “б” этот момент соответство-
вал резкому торможению объема при погружении
в охлаждающую среду. Затем наступал период ускоренного погружения затвердевшего
сплава. Причем, в начале этого периода шарики двигались прямолинейно, а через 1,0-1,5
с они начинали двигаться по зигзагобразной траектории, что соответствовало движению
одиночных пузырей в жидкости с вероятностным характером [3]. Зафиксированная осред-
ненная скорость υ
1
погружения шаров зависела от их диаметра и степени нарастания раз-
ности плотностей сплава и охладителя. Так, для варианта “б” при температуре охладителя
50 оС и диаметре шара 0,015 м она составляла 0,08 м/с.
Рис. 5. Форма отливки на завершающей
стадии поглощения втекающей кормо-
вой части объема (Fr > 2,5)
Рис. 6. Отливка с впадиной после поглощения
кормовой части объема сплава
Рис. 7. Шары из модельных сплавов, полученные
при 2,5 < Fr < 8,0 и We < 6,0
58 ISSN 0235-5884. Процессы литья. 2009. № 6
Новые методы и прогрессивные технологии литья
Время охлаждения объема жидкого сплава до температуры его затвердевания можно
оценить по выражению
l
r
r r r l
t × × q × × × q × × × q
a a l l ×
q
× ×
æ ö æ ö÷ ÷ç ç÷ ÷ç ç÷ ÷ç ç÷ ÷ç çè ø è ø
æ ö÷ç ÷ç ÷ç ÷çè ø
1
2 2
1 1 1 1 1пл 11 1 1 1 1 1
0
1 1 2 1 1 2 1 1
2
1
1 1
,
( - ) 1 1
= = = = = =
ф ( - ) Nu Nu
K
=
Nu
c V t t с V c V VQ
S t t S S а S
V
S а
где Q – количество теплоты, полу-
ченной жидким сплавом поcле его
расплавления при перегреве до t
1
, Дж;
ф - тепловой поток с поверхности
сплава в охладитель, Вт; c
1
- удельная
теплоемкость жидкого сплава, Дж/(кг ×
×град); V
1
- объем жидкого сплава, м3; S
1
- поверхность объема жидкого сплава,
м2; V
1
/S
1
- характерный размер жидкого
сплава, м; q
1 1пл 1 1 2
1 2 1пл 1пл 1пл
-
-
-
= = ( -1) / ( )
t t t t t
t t t t t - безразмерный параметр, характеризующий
отношение температуры перегрева к температурному напору при остывании жидкого
сплава в охладителе; =l
l
l
1
2
K - соотношение коэффициентов теплопроводностей жид-
кого сплава и охлаждающей среды; r1
=
×
l1
1 1
a
c - коэффициент температуропроводности
жидкого сплава, м2/с; ρ
1
- плотность жидкого сплава, кг/м3.
Как показали результаты моделирования, для получения шаров со стабильной сфе-
рической поверхностью время τ
о
должно значительно превышать время сфероидизации
τ
сф
. В частности, для шаров с диаметром 0,010 м τ
о
/τ
сф
≈ 7, а при D
1
= 0,020 м τо /τ
сф
≈ 10.
При условии τ
о
/τ
сф
>> 1 ускоренным охлаждением отдельных частей объема сплава из-за
повышенной поверхности теплоотдачи на начальной стадии теплового взаимодействия
жидкого сплава и охладителя можно пренебречь. В этом случае допустимо принять, что
основное теплосодержание жидкого сплава снимается в охлаждающей среде после его сфе-
роидизации и V
1
/S
1
≈ D
1
/6. При этих допущениях соотношение τ
о
/τ
сф
= Кτ имеет вид
t
l ll ×
r
qs s s rq q
× × ×
r r
æ ö÷ç ÷ç ÷ç ÷çè ø
2
1 11 12 12 12 2
3 2 2
1 1 1 1 1 1 1
K KK
К = = =
Nu Nu 36 Nu 36K
D DV
а S D а а
.
Максимальные значения Кτ ограничены рациональной глубиной h ванны охла-
дителя, так как h = υ1 . τo. Минимизации h способствует близость Кρ к 1 в период
затвердевания, что снижает значение υ1. Поэтому вариант “а” хоть и сложнее обес-
печить на начальном этапе, но он имеет преимущество перед вариантом “б” при
конструировании компактного устройства и минимизации объема охладителя. В
обоих исследованных вариантах изменение значения Кρ в процессе получения шаров
предпочтительно в интервале 0,96 ≤ Кρ ≤ 1,10. Для предотвращения преждевременного
загустевания поверхностных слоев сфероидизирующегося жидкого сплава на начальной
стадии теплового взаимодействия с охлаждающей средой Кλ должно быть больше 1. Умень-
шению Кτ способствует увеличение числа Nu. Однако, процессы отрыва пограничного
слоя и формирования в охладителе кормовой вихревой зоны деформируют кормовую
часть объема жидкого сплава. Эти процессы, как известно [13], возникают при обтекании
круглых тел при числе Re > 65 и активно развиваются при Re > 200, что ограничивает
число Nu. Как показало проведенное моделирование, число Nu не должно превышать
величины, равной 10.
Рис. 8. Отливки, по-
лученные в условиях
Кρ < 1, Nu < 5, We <
3, t
1
– t
2
> 15 oC
ISSN 0235-5884. Процессы литья. 2009. № 6 59
Новые методы и прогрессивные технологии литья
К о м п л е к с s r 2
12 2 1/ а д л я
определенных пар “жидкий сплав-
охладитель“ величина постоянная,
как и числовой коэффициент 1/36.
Увеличивается Кτ пропорционально
росту диаметра шара в степени 0,5.
Управлять величиной Кτ позволяет
соотношение θ, график изменения
которого в безразмерных коорди-
натах представлен на рис. 9. Исполь-
зование больших перегревов (t
1
/t
1пл
>
>1,30) энергетически не рационально
и может вести к существенному окис-
лению жидких сплавов. Для обеспече-
ния жидкотекучести расплавленных
сплавов при заливке в охладитель
их минимальный перегрев должен
быть на уровне t
1
/t
1пл
≥ 1,01. Та-
ким образом, реальный диапазон
изменения температуры сплавов
перед заливкой 1,01≤ t
1
/t
1пл
≤ 1,30.
Малые значения t
2
/t
1пл
, как пра-
вило, нереализуемы из-за достаточ-
но высоких температур плавления
охлаждающих расплавов. Например,
для пары «жидкая сталь – расплав
олова», которые имеют область не-
смешивания в жидком состоянии и близки по плотностям, t
2
/t
1пл
≥ 0,15. Высокие (> 0,95)
значения t
2
/t
1пл
могут привести к существенному огрублению структуры отливок, а также
интенсифицировать его окисление, если охладитель металлическая жидкость. Поэтому
0,15 ≤ t
2
/t
пл
≤ 0,95. С учетом изложенного, интервал реализуемых на практике значений
θ составляет [0,01-0,72] (рис. 9 – затемненная область). Такой интервал варьирования θ
дает возможность в весьма широких пределах реализовать рациональные значения Кτ.
Полученные результаты были проверены при получении шаров диаметром 0,017-0,025 м
из алюминиевого сплава в расплаве хлористого цинка (Pr
2
= 2; Kλ
=188; σ
12
≈ 0,36 Н/м).
Использовали вариант “а”. Значение Кρ при внедрении в охладитель составляло 0,98, а
при затвердевании - 1,10. Температура сплава перед заливкой (t
1пл
= 655 0С) варьировалась
в пределах 665-680 оС (1,02 ≤ t
1
/t
пл
≤ 1,04). Расплав хлористого цинка имел температуру
370-490 оС (0,57 ≤ t
2
/t
пл
≤0,75). Это обеспечило значение θ в диапазоне 0,034-0,132. Объемы
алюминиевого сплава, вводимые в охладитель с малой скоростью (Fr < 1,7), не проникали
в объем расплавленной соли. Они кристаллизовались у поверхности охладителя в виде
сфер с хвостами. Увеличение скорости внедрения сплава (Fr >1,8) в солевой расплав в
согласии с результатами моделирования привело к преодолению силы поверхностного
натяжения охладителя и обеспечило внедрение в его объем жидкого алюминиевого спла-
ва. Выполнение условий, определенных при физическом моделировании для системы
“алюминиевый сплав – расплав хлористого цинка” (1,8 ≤ Fr < 2,0; υ
о
≤ 0,01 м/с; Re ≤ 15;
We < 0,02; 2,1 ≤ Nu ≤ 2,6; Kτ ≥ 160), позволило получить отливки со сферической поверх-
ностью. Вследствие низкой теплопроводности охладителя (0,5 Вт/(м · К)) и высоких значений как
теплоемкости (1090 Дж/(кг · К)), так и теплоты кристаллизации (3,86 ·105 Дж/кг) алюминиевого
сплава, время формирования и затвердевания шаров в солевом расплаве достигло 530 с
(D
1
=0,025 м). Эти факторы способствовали повышению значений Kτ, которые были
снижены за счет малых величин θ. Установлено, что в возникавшей при заливке протя-
женной кормовой части (“хвосте”) объема сплава концентрировались оксиды вследствие
Рис. 9. Зависимость θ (соотношение температуры перегрева
сплава над температурой плавления с температурным перепадом
между сплавом и охладителем) от безразмерных температуры
перегрева (t
1
/t
1пл
) и температуры охладителя (t
2
/t
1пл
)
60 ISSN 0235-5884. Процессы литья. 2009. № 6
Новые методы и прогрессивные технологии литья
смещения при внедрении в охладитель оксидной пленки с лобовой части его объема.
Поэтому часть объема шара, в которую втек металл “хвоста”, была загрязнена оксидами
больше, чем другие зоны отливки. В указанной части объема шара, как и в его центре,
зафиксированы мелкие поры.
Таким образом, процессом литья шаров в жидкий охладитель можно управлять как за
счет подбора пар «шар-охладитель» с соответствующими физическими характеристиками
(ρ, σ, λ, α, с), так и воздействием на гидродинамические (Fr, We, Re) и теплофизические
(θ, Nu) параметры процесса. Дополнительные возможности в регулировании такого про-
цесса литья могут предоставить адекватно организованные внешние воздействия.
В частности, результаты проведенных исследований были использованы при раз-
работке процесса литья шарообразных и плоских тел в жидкометаллическую охлажда-
ющую среду с применением дифференцированных электромагнитных воздействий на
отливаемый металл и жидкий охладитель [14].
1.Yin Pyongwon, Chun Jung – Hoon, Ando-Teiichi, Sikka Viond K. Production and characterization of mono-
sized Sn-Pb alloys balls // Int. J.Powder Met. – 1996. – V. 32, № 2. – P. 155-164.
2. Кулинский А. И. Устойчивость капель металла в оксидно-солевых расплавах //Расплавы. – 1993.
– № 2. – С. 83-85.
3. Кулинский А. И., Агалаков В. В. Получение крупных сферических гранул магния методом диспер-
гирования жидкого металла в солевом расплаве // Цв. металлы. – 1999. – № 5. – С. 76-77.
4. Козенко А. В. Отливка шаров в жидких средах при наложении магнитного поля // Прикладная
магнитная гидродинамика. – Киев: Гос. изд-во техн. лит. УССР, 1963. – С. 84-89.
5. Затуловский С. С., Мудрук Л. А. Получение и применение металлической дроби. – М.: Металлур-
гия, 1988. – 183 с.
6. Беляков Н. Т., Борисов Ю. Д. Основы космической технологии. – М.: Машиностроение, 1980.
– 184 с.
7. Венецкий С. И. О редких и рассеянных. Рассказы о металлах. – М.: Металлургия, 1981. – 184 с.
8. Кузнецов Н. И. Международная система единиц (СИ). – Минск: Высш. шк., 1965. – 94 с.
9. Гречко А. В., Нестеренко Р. Д., Кудинов Ю. А. Практика физического моделирования на метал-
лургическом заводе. – М.: Металлургия, 1976. – 224 с.
10. Исаченко В. П., Осипова В. А., Сукомел А. С. Теплопередача. – М.: Энергоиздат, 1981. – 416 с.
11. Сумм Б. Д., Горюнов Ю. В. Физико-химические основы смачивания и растекания. – М.: Химия,
1976. - 232 с.
12. Меджибожский М. Я. Основы термодинамики и кинетики сталеплавильных процессов. – Киев;
Донецк: Вища шк., 1979. – 280 с.
13. Кутателадзе С. С. Основы теории теплообмена. – М.: Атомиздат, 1979. – 416 с.
14. Dubodelov V. I., Seredenko V. A., Seredenko E. V. Casting formation by electromagnetic controlling in
the liquid metal coolant // Magnetohydrodynamics. – 2003. – Vol. 39, № 4. – P. 389-394.
Поступила 19.05.2009
|