Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением

Представлен расчет тепловых потерь расплава в установке литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением. На базе установленных зависимостей предложена формула для определения начальной температуры заливаемого в камеру выжимания расплава....

Full description

Saved in:

Bibliographic Details
Date:	2009
Main Author:	Яковышин, О.А.
Format:	Article
Language:	Russian
Published:	Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України 2009
Series:	Металл и литье Украины
Online Access:	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/31575
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:	Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением / О.А. Яковышин // Металл и литье Украины. — 2009. — № 4-5. — С. 42-48. — Бібліогр.: 30 назв. — рос.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-31575
record_format	dspace
spelling	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-315752025-02-23T17:44:44Z Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением Теплофізичні особливості установки лиття видавлюванням із кристалізацією під надлишковим регульованим тиском The thermophysical features of plant of casting by squeezing out with crystallization under the surplus regulated pressure Яковышин, О.А. Представлен расчет тепловых потерь расплава в установке литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением. На базе установленных зависимостей предложена формула для определения начальной температуры заливаемого в камеру выжимания расплава. Представлено розрахунок теплових втрат розплаву в установці лиття витисканням із кристалізацією під надлишковим регульованим тиском. На базі встановлених залежностей запропоновано формулу для визначення початкової температури розплаву, що заливається в камеру витискання. Computation of thermal losses of fusion in plant of casting is presented by pressing out with crystallization under the surplus regulated pressure. The on a base set dependences a formula for determination of initial temperature of cast in a chamber pressing of fusion out is offered. 2009 Article Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением / О.А. Яковышин // Металл и литье Украины. — 2009. — № 4-5. — С. 42-48. — Бібліогр.: 30 назв. — рос. 0497-2627 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/31575 621.74.043.2-984.669.11 ru Металл и литье Украины application/pdf Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
description	Представлен расчет тепловых потерь расплава в установке литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением. На базе установленных зависимостей предложена формула для определения начальной температуры заливаемого в камеру выжимания расплава.
format	Article
author	Яковышин, О.А.
spellingShingle	Яковышин, О.А. Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением Металл и литье Украины
author_facet	Яковышин, О.А.
author_sort	Яковышин, О.А.
title	Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением
title_short	Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением
title_full	Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением
title_fullStr	Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением
title_full_unstemmed	Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением
title_sort	теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением
publisher	Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України
publishDate	2009
url	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/31575
citation_txt	Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением / О.А. Яковышин // Металл и литье Украины. — 2009. — № 4-5. — С. 42-48. — Бібліогр.: 30 назв. — рос.
series	Металл и литье Украины
work_keys_str_mv	AT âkovyšinoa teplofizičeskieosobennostiustanovkilitʹâvyžimaniemskristallizaciejpodizbytočnymreguliruemymdavleniem AT âkovyšinoa teplofízičníosoblivostíustanovkilittâvidavlûvannâmízkristalízacíêûpídnadliškovimregulʹovanimtiskom AT âkovyšinoa thethermophysicalfeaturesofplantofcastingbysqueezingoutwithcrystallizationunderthesurplusregulatedpressure
first_indexed	2025-11-24T05:24:46Z
last_indexed	2025-11-24T05:24:46Z
_version_	1849648098961260544
fulltext	�2 МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ 4-5’2009 R. N. Korol Design and introduction of universal schedule of deformation for rolling precision tubes of different steel grades in the tube cold rolling (TCR) mills A new method for analysis of universal schedule of deformation for rolling precision tubes of different steel grades in the TCR mills. Profile of the ridge of the groove and generatrix of mandrel, designed in the shape of two independent exponent allows to take into account the hardening of the tube material while rolling. An increased ratio of extents of zones of reducing, reduction and grooving of mandrel and groove allows in its turn to promote the mill setting at the expense of a possible axial displacement of the mandrel in two sides from the nominal position Summary З адача повышения конкурен- тоспособности производства с одновременным улучше- нием качества поверхности, геометрической точности, физи- ко-механических свойств и экс- плуатационных характеристик литых изделий решается путем широкого использования новых прогрессивных, ресурсо- сберегающих технологий, к которым можно отнести все разновидности технологии литья по газифицируемым моделям, объединить которые можно в две основные группы: гравитационная заливка с нижним, верхним или комбинированным подводом расплава в форму; заливка и кристаллиза- ция расплава под избыточным регулируемым давлением. Технология гравитационной заливки, которая в последнее время находит все более широкое распространение, не всегда обеспечивает УДК 621.74.043.2-984.669.11 О. А. Яковышин (ФТИМС НАНУ) Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением Представлен расчет тепловых потерь расплава в установке литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением. На базе установленных зависимостей предложена формула для определения начальной температуры заливаемого в камеру выжимания расплава достижение требуемых показателей гидроплотнос- ти отливок ответственного назначения, что может быть связано с влиянием образующихся продуктов термодеструкции газифицируемой модели (ГМ) и формирующейся в процессе кристаллизации рассредоточенной или концентрированной порис- тости. Технология выжимания расплава позво- ляет уже на этапе заполнения управлять гидродинамическими процессами, происходящими в форме, и обеспечивать наиболее оптимальную скорость поступления расплава в форму. Кроме того, кристаллизация расплава под избыточным давлением улучшает условия питания отливки и Р. М. Король Розробка та впровадження універсального режиму деформації для прокатки прецизійних труб із різноманітних марок сталей на станах ХПТ Описано новий метод розрахунку універсального режиму деформації для прокатки прецизійних труб із різноманітних марок сталей на станах ХПТ. Профіль гребеня рівчака калібру та твірної оправки, виконаний у вигляді двох незалежних експонент, дає можливість врахувати зміцнення матеріалу труби під час прокатки. Збільшене співвідношення протяжностей зон редукування, обтискування та калібрування оправки та рівчака калібру дозволяє полегшити настроювання стану за рахунок можливого осьового переміщення оправки в обидві сторони від номінального положення Анотація Режим деформации, прокатка прецизионных труб, станы хПТ, ручей калибра, независимые экспоненты, зоны редуцирования, оправка Ключевые слова ��МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ 4-5’2009 формирует более высокие плотность и физико- механические свойства материала отливки [1-14]. К этому следует добавить, что применение способа литья выжиманием с кристаллизацией расплава под избыточным давлением (ЛВКД) позволяет получать точные литые заготовки с КИМ до 0,95, снизить массу существующих отливок до 30 % за счет уменьшения толщины их стенок при сохранении конструктивной прочности и сократить расход энер- гии на механическую обработку [15]. Теоретические и технико-экономические аспекты различных модификаций способа ЛВКД представлены в широком спектре работ [16-19]. Сущность процесса ЛВКД, исследуемого в Физико-технологическом институте металлов и сплавов НАН Украины, состо- ит в следующем. Металлический вакуумируемый контейнер с заформованной в сыпучем кварцевом наполнителе пенополистироловой моделью фик- сируется на подвижной траверсе установки, на станине которой устанавливается предварительно прогретая футерованная огнеупором стальная каме- ра выжимания. Далее из плавильной печи посредст- вом разливочного ковша расплав заливается в камеру выжимания и в соответствии с алгоритмом управления (по команде с пульта управления) осуществляется перемещение подвижной траверсы с заданной скоростью по направляющим установки. Футерованный пуансон, представляющий собой сменную деталь донной части контейнера, сминая часть футеровки камеры выжимания, оказывает на расплав избыточное давление, в результате чего происходит заполнение формы, которое сопро- вождается термодеструкцией ГМ и замещением ее расплавом. Подключенная к контейнеру система вакуумирования способствует интенсивному уда- лению парогазовых продуктов термодеструкции ГМ, обеспечивает стабильность формы во время ее заливки и увеличивает скорость заполнения формы. После заполнения формы гидросистема установки повышает давление на расплав и кристаллизация его происходит под избыточным давлением с обес- печением питания отливки за счет жидкого пресс- остатка в камере выжимания. На заключительной стадии процесса происходит подъем подвижной траверсы и отделение литниково-питающей систе- мы отливки от пресс-остатка. Контейнер снимается краном с установки и поступает на участок выбивки готовой отливки. Внешний вид установки ЛВКД, разработанной и изготовленной во ФТИМС НАНУ, представлен на рис. 1. Важность проведения теплофизического рас- чета установки ЛВКД заключается в том, что, зная необходимое значение температуры расплава в полости формы на этапе ее заполнения и учитывая величину возможных тепловых потерь, можно определить значение температуры расплава, за- ливаемого в камеру выжимания. Это позволит избежать избыточного перегрева расплава в печи, оптимизировать алгоритм работы установки и повысить ее производительность. Минимизацию тепловых потерь необходимо начинать уже на этапе выбора размеров камеры выжимания. В соответствии с рекомендациями, приведенными в работе [20], для обеспечения минимума тепловых потерь для заданного объема расплава, радиус дна камеры выжимания необходимо выбирать в соответствии со следующей зависимостью: ( ) 1 3 1 VR m   =   π⋅ +  , (1) где R – радиус дна камеры выжимания, м; V – объем залитого в камеру выжимания расплава, м3. m = qИЗЛ ⁄ qСТ , где qИЗЛ – удельные тепловые потери излучением с единицы поверхности расплава, Вт/м2; qСТ – удель- ные тепловые потери расплава с единицы боковой поверхности и дна, Вт/м2. Отношение высоты камеры выжимания к радиусу должно удовлетворять условию [20] 1H m R = + , (2) где H – высота камеры выжимания, м. Объем залитого в камеру выжимания расплава . 1 Рис. 1. Установка литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением �� МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ 4-5’2009 определим из следующего соотношения: V= VОТЛ + VЛПС + VП-О, (3) где VОТЛ – объем расплава, идущий на отливку, м3; VЛПС – объем расплава, расходуемый на литниково- питающую систему, м3; VП-О – объем расплава, иду- щий на пресс-остаток, м3. В начале заливки температура жидкого ме- талла, поступающего в камеру выжимания, имеет определенное значение (рис. 2). При данной температуре металла количество вносимого в камеру выжимания тепла QP = V · ρP · cP · tP, (4) где QP – количество тепла, вносимого металлом в камеру выжимания, Вт; ρP –плотность расплава, за- литого в камеру выжимания, кг/м3; cP – теплоемкость расплава, Дж/(кг·ºС); tP – температура расплава, ºС. При этом часть тепловой энергии (QПотерь) расплава теряется на протяжении всей цепи технологических операций получения отливки. Следовательно QПотерь = QМ.Х. + QЗАП, (5) где QМ.Х. – потери расплава с момента поступления расплава в камеру выжимания и на этапе маршевого сближения контейнера и камеры выжимания, Вт; QЗАП – тепловые потери расплава на этапе заполнения формы, Вт. С момента заливки расплава в камеру выжима- ния установки вследствие разности температур между расплавом и начальной температурой камеры выжимания происходит теплообмен. Тепловые потери залитого в камеру выжимания расплава можно определить следующим образом: QМ.Х. = QСТ + QК + QЗ , (6) где QСТ – тепловые потери расплава на прогрев футерованной камеры выжимания; QК – тепловые потери расплава от наружной поверхности камеры выжимания к воздушной среде, Вт; QЗ – потери тепла поверхности зеркала расплава, Вт. Поскольку камера выжимания представляет собой двухслойную конструкцию, состоящую из слоя огнеупорного материала и металлической ча- ши, расчет тепловых потерь расплава на ее прогрев произведем по известной формуле: вн нар СТ Ф 1 2 1 2 t t Q S − = ⋅ δ δ + λ λ , (7) где внt – температура металла в пристеночной области камеры выжимания, ºС; нарt – температура наружной поверхности камеры выжимания, ºС; 1δ – толщина слоя огнеупорной футеровки, м; 2δ – толщина камеры выжима- ния, м; 1λ – коэффициент тепло- проводности материала футеров- ки, Вт/м·ºС; 2λ – коэффициент теплопроводности материала камеры выжимания, Вт/м·ºС; ФS – площадь контакта металла и футеровки, м2. Потери тепла расплавом вследствие конвективного тепло- обмена воздуха и наружной бо- ковой поверхности камеры вы- жимания находим из уравнения QК = αS · (tКВ - tВ), (8) где α – коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2·ºС); S – площадь поверх- ности контакта, м2; tКВ – температу- ра наружной стенки камеры выжимания, ºС; tВ – температура окружающего воздуха, ºС. Критериальное уравнение для процессов теплообмена при свободной конвекции определяет- ся по формуле [21] ( ),Nu f Gr Pr= , (9) - 1 2 3 4 5 6 7 Рис. 2. Схематическое изображение этапов технологии ЛВКД (исходное поло- жение): 1 – контейнер; 2 – сыпучий наполнитель формы; 3 – газифицируемая мо- дель с литниковой системой; 4 – футерованный пуансон; 5 – камера выжимания; 6 – футеровка камеры выжимания; 7 - расплав ��МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ 4-5’2009 где Nu – критерий подобия Нуссельта; Gr – критерий подобия Грасгофа; Pr – критерий подобия Прандтля. Поскольку определение значения средней теплоотдачи для вертикальных поверхностей в значительной степени характеризуется режимом движения окружающей их среды (ламинарный или турбулентный), необходимо выяснить по- рядок величины следующего выражения [22]: В ВhGr Pr⋅ , (10) где ВhGr – критерий подобия Грасгофа для воздуха, движущегося вдоль вертикальной поверхности; ВPr – критерий подобия Прандтля для воздуха. Уравнение (9) можно представить в более расширенном виде на базе физических параметров, из которых составлены указанные критерии: ( ) 3 КВ В 2 lg t t   ν β − ⋅   ν α   , (11) где g – ускорение свободного падения, м/с2; β – температурный коэффициент объемного рас- ширения, 1/°С; l – высота камеры выжимания, м; ν – коэффициент кинематической вязкости, м/с2; α – коэффициент температуропроводности, м/с2. Анализ представленного выражения позволяет утверждать, что в результате подстановки в формулу (11) численных значений результат будет > 109, поскольку определяющим параметром здесь является ν , величина которого при температуре окружающей среды заливочного участка (16-25 °С) колеблется для воздуха (в соответствии с расчетами по данным из [23-25]) от 1,47×10-5 до 1,56×10-5 м/с2. Следовательно, закономерность средней тепло- отдачи для вертикальных поверхностей можно представить на основании соотношения из [26] в виде уравнения ( ) ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ α ⋅⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ −β ν ν 2 3 l ttg ВК В , (11) где g – ускорение свободного падения, м/с 2 ; β – температурный коэффициент объемного расширения, 1/°С; l – высота камеры выжимания, м; ν – коэффициент кинематической вязкости, м/с 2 ; α – коэффициент температуропроводности, м/с 2 . Анализ представленного выражения позволяет утверждать, что в результате подстановки в формулу (11) численных значений результат будет > 10 9 , поскольку определяющим параметром здесь является ν , величина которого при температуре окружающей среды заливочного участка (16-25 °С) колеблется для воздуха (в соответствии с расчетами по данным из [23-25]) от 1,47×10 -5 до 1,56×10 -5 м/с 2 . Следовательно, закономерность средней теплоотдачи для вертикальных поверхностей можно представить на основании соотношения из [26] в виде уравнения ( ) 33,0 Pr15,0 ВhВhВ GrNu = . (12) Таким образом, коэффициент теплоотдачи α из уравнения (7) можно найти из следующего соотношения, учитывая, что для воздуха 7,0Pr = В : ( ) 0,33 0,15 0,7 hВ Gr h ⋅ ⋅ ⋅λ α = , (13) Тепловые потери зеркала расплава представим следующим образом: КОНВИЗЛЗ QQQ += , (14) где ИЗЛ Q – потери зеркала расплава излучением, Вт; КОНВ Q – потери в результате конвективного теплообмена между зеркалом расплава и воздухом, Вт. ИЗЛ Q определим на основании закона Стефана-Больцмана: 12 44 0 100100 ϕε ⋅⋅ ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ −⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ ⋅⋅= З ПР ПИЗЛ S ТТ сQ , (15) где П ε – приведенная степень черноты; 0 с – коэффициент излучения абсолютно черного тела: 7,5 0 =с Вт/(м 2 ·К 4 ); Р T – температура расплава, К; П Т – температура пуансона, К; З S – площадь зеркала расплава в камере выжимания, м 2 ; 12 ϕ – средний угловой коэффициент. Принимая З П D D D≈ = , где З D – диаметр зеркала расплава в камере выжимания, м; П D – диаметр пуансона, м из [27, 28] определим значение коэффициента облученности 2 2 12 1 h h D D ⎡ ⎤ ⎛ ⎞ ⎢ ⎥φ = + −⎜ ⎟ ⎢ ⎥⎝ ⎠ ⎣ ⎦ . (16) Исходя из того, что на этапе маршевого сближения контейнера и камеры выжимания (рис. 3) 0→D , в выражении (15) 12 1φ → . . (12) Таким образом, коэффициент теплоотдачи α из уравнения (7) можно найти из следующего соотношения, учитывая, что для воздуха Pr 0,7В = : ( )0,33 В0,15 0,7hGr h ⋅ ⋅ ⋅λ α = . (13) Тепловые потери зеркала расплава представим следующим образом: QЗ = QИЗЛ + QКОНВ, (14) где QИЗЛ – потери зеркала расплава излучением, Вт; QКОНВ – потери в результате конвективного теплообмена между зеркалом расплава и возду- хом, Вт. QИЗЛ определим на основании закона Стефана- Больцмана: ( ) ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ α ⋅⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ −β ν ν 2 3 l ttg ВК В , (11) где g – ускорение свободного падения, м/с 2 ; β – температурный коэффициент объемного расширения, 1/°С; l – высота камеры выжимания, м; ν – коэффициент кинематической вязкости, м/с 2 ; α – коэффициент температуропроводности, м/с 2 . Анализ представленного выражения позволяет утверждать, что в результате подстановки в формулу (11) численных значений результат будет > 10 9 , поскольку определяющим параметром здесь является ν , величина которого при температуре окружающей среды заливочного участка (16-25 °С) колеблется для воздуха (в соответствии с расчетами по данным из [23-25]) от 1,47×10 -5 до 1,56×10 -5 м/с 2 . Следовательно, закономерность средней теплоотдачи для вертикальных поверхностей можно представить на основании соотношения из [26] в виде уравнения ( ) 33,0 Pr15,0 ВhВhВ GrNu = . (12) Таким образом, коэффициент теплоотдачи α из уравнения (7) можно найти из следующего соотношения, учитывая, что для воздуха 7,0Pr = В : ( ) 0,33 0,15 0,7 hВ Gr h ⋅ ⋅ ⋅λ α = , (13) Тепловые потери зеркала расплава представим следующим образом: КОНВИЗЛЗ QQQ += , (14) где ИЗЛ Q – потери зеркала расплава излучением, Вт; КОНВ Q – потери в результате конвективного теплообмена между зеркалом расплава и воздухом, Вт. ИЗЛ Q определим на основании закона Стефана-Больцмана: 12 44 0 100100 ϕε ⋅⋅ ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ −⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ ⋅⋅= З ПР ПИЗЛ S ТТ сQ , (15) где П ε – приведенная степень черноты; 0 с – коэффициент излучения абсолютно черного тела: 7,5 0 =с Вт/(м 2 ·К 4 ); Р T – температура расплава, К; П Т – температура пуансона, К; З S – площадь зеркала расплава в камере выжимания, м 2 ; 12 ϕ – средний угловой коэффициент. Принимая З П D D D≈ = , где З D – диаметр зеркала расплава в камере выжимания, м; П D – диаметр пуансона, м из [27, 28] определим значение коэффициента облученности 2 2 12 1 h h D D ⎡ ⎤ ⎛ ⎞ ⎢ ⎥φ = + −⎜ ⎟ ⎢ ⎥⎝ ⎠ ⎣ ⎦ . (16) Исходя из того, что на этапе маршевого сближения контейнера и камеры выжимания (рис. 3) 0→D , в выражении (15) 12 1φ → . , (15) где ( ) ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ α ⋅⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ −β ν ν 2 3 l ttg ВК В , (11) где g – ускорение свободного падения, м/с 2 ; β – температурный коэффициент объемного расширения, 1/°С; l – высота камеры выжимания, м; ν – коэффициент кинематической вязкости, м/с 2 ; α – коэффициент температуропроводности, м/с 2 . Анализ представленного выражения позволяет утверждать, что в результате подстановки в формулу (11) численных значений результат будет > 10 9 , поскольку определяющим параметром здесь является ν , величина которого при температуре окружающей среды заливочного участка (16-25 °С) колеблется для воздуха (в соответствии с расчетами по данным из [23-25]) от 1,47×10 -5 до 1,56×10 -5 м/с 2 . Следовательно, закономерность средней теплоотдачи для вертикальных поверхностей можно представить на основании соотношения из [26] в виде уравнения ( ) 33,0 Pr15,0 ВhВhВ GrNu = . (12) Таким образом, коэффициент теплоотдачи α из уравнения (7) можно найти из следующего соотношения, учитывая, что для воздуха 7,0Pr = В : ( ) 0,33 0,15 0,7 hВ Gr h ⋅ ⋅ ⋅λ α = , (13) Тепловые потери зеркала расплава представим следующим образом: КОНВИЗЛЗ QQQ += , (14) где ИЗЛ Q – потери зеркала расплава излучением, Вт; КОНВ Q – потери в результате конвективного теплообмена между зеркалом расплава и воздухом, Вт. ИЗЛ Q определим на основании закона Стефана-Больцмана: 12 44 0 100100 ϕε ⋅⋅ ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ −⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ ⋅⋅= З ПР ПИЗЛ S ТТ сQ , (15) где П ε – приведенная степень черноты; 0 с – коэффициент излучения абсолютно черного тела: 7,5 0 =с Вт/(м 2 ·К 4 ); Р T – температура расплава, К; П Т – температура пуансона, К; З S – площадь зеркала расплава в камере выжимания, м 2 ; 12 ϕ – средний угловой коэффициент. Принимая З П D D D≈ = , где З D – диаметр зеркала расплава в камере выжимания, м; П D – диаметр пуансона, м из [27, 28] определим значение коэффициента облученности 2 2 12 1 h h D D ⎡ ⎤ ⎛ ⎞ ⎢ ⎥φ = + −⎜ ⎟ ⎢ ⎥⎝ ⎠ ⎣ ⎦ . (16) Исходя из того, что на этапе маршевого сближения контейнера и камеры выжимания (рис. 3) 0→D , в выражении (15) 12 1φ → . – приведенная степень черноты; c0= 5,7 – коэффициент излучения абсолютно черного тела: Вт/(м2·К4); РT – температура расплава, К; ПТ – температура пуансона, К; ЗS – площадь зеркала расплава в камере выжимания, м2; 12φ –средний угловой коэффициент. Принимая З ПD D D≈ = , где ЗD – диаметр зеркала расплава в камере выжимания, м; ПD – диаметр пуансона (м) из [27, 28] определим значение коэффициента облученности 2 2 12 1 h h D D    φ = + −     . (16) Исходя из того, что на этапе маршевого сближения контейнера и камеры выжимания (рис. 3) 0D → , в выражении (15) 12 1φ → . Потери тепла с поверхности зеркала расплава в результате теплоотдачи при свободной конвекции определяются из следующего соотношения: Потери тепла с поверхности зеркала расплава в результате теплоотдачи при свободной конвекции определяются из следующего соотношения: ( ) ВЗTКОНВ ttSQ −⋅= α , (17) где Т α – коэффициент теплоотдачи, Вт/(м 2 ·ºС). Для определения Т α воспользуемся формулой из [27]: ( ) ВЗТ ttА −= 3 α , (18) где 3 А – коэффициент, численное значение которого зависит от температуры и для воздуха при t =20 ºC равен 1,35. Тепловые потери расплава имеют место также и на этапе заполнения формы (рис. 4) ЗАП Q , что связано с тепловым взаимодействием расплава с наполнителем формы ..ХЛ Q , теплопередачей от камеры выжимания к контейнеру КОНТ Q , нагревом футерованного пуансона при контакте с расплавом П Q и, кроме того, эндотермическим характером процесса разложения ГМ при нагреве ГМ Q : ГМПКОНТХЛЗАП QQQQQ +++= .. , (19) Расход тепловой энергии расплава на прогрев литникового хода, который в технологии ЛВКД выбирают преимущественно в виде цилиндрического канала определим на основании зависимостей из [29] для сухой песчано-глинистой формы. Вначале следует рассчитать значение определителя D [29] ( ) ( ) 2 22 124 2 ann Rn D ⋅+⋅⋅ ⋅+ = , (20) где n – показатель степени параболы в условиях параболического распределения температур в форме; R – половина толщины канала, м; 2 a – коэффициент температуропроводности материала формы, м 2 /с. При течении расплава в цилиндрическом канале в зависимости от значения D расчет теплового потока к форме может быть рассчитан по одной из двух зависимостей. При Dt > 1 , где 1 t – продолжительность течения расплава в литниковом ходе, с, из [29]: ( ) ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ −⋅⋅+⋅⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ −⋅⋅ ⋅⋅ ⋅ +⋅ + ⋅= 1 3 2 4 1 11 3 2 12 2 1 22 .. ϕϕ ρ ϑρ chch c n n SQ ТЕЧ ЛХЛ , (21) где Л S – площадь поверхности литникового хода, м 2 ; 2 ρ – плотность наполнителя формы, кг/м 3 ; 2 c – удельная теплоемкость наполнителя формы, Дж/(кг·ºС); ТЕЧ ϑ – избыточная температура, отсчитываемая от начальной температуры формы до температуры текущего расплава, ºС; 1 ρ – плотность расплава, кг/м 3 . ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ − ⋅ = 1 2 1 D t archϕ . При Dt < 1 [29] , (17) где Тα – коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2·ºС). Для определения Тα воспользуемся формулой из [27]: Потери тепла с поверхности зеркала расплава в результате теплоотдачи при свободной конвекции определяются из следующего соотношения: ( ) ВЗTКОНВ ttSQ −⋅= α , (17) где Т α – коэффициент теплоотдачи, Вт/(м 2 ·ºС). Для определения Т α воспользуемся формулой из [27]: ( ) ВЗТ ttА −= 3 α , (18) где 3 А – коэффициент, численное значение которого зависит от температуры и для воздуха при t =20 ºC равен 1,35. Тепловые потери расплава имеют место также и на этапе заполнения формы (рис. 4) ЗАП Q , что связано с тепловым взаимодействием расплава с наполнителем формы ..ХЛ Q , теплопередачей от камеры выжимания к контейнеру КОНТ Q , нагревом футерованного пуансона при контакте с расплавом П Q и, кроме того, эндотермическим характером процесса разложения ГМ при нагреве ГМ Q : ГМПКОНТХЛЗАП QQQQQ +++= .. , (19) Расход тепловой энергии расплава на прогрев литникового хода, который в технологии ЛВКД выбирают преимущественно в виде цилиндрического канала определим на основании зависимостей из [29] для сухой песчано-глинистой формы. Вначале следует рассчитать значение определителя D [29] ( ) ( ) 2 22 124 2 ann Rn D ⋅+⋅⋅ ⋅+ = , (20) где n – показатель степени параболы в условиях параболического распределения температур в форме; R – половина толщины канала, м; 2 a – коэффициент температуропроводности материала формы, м 2 /с. При течении расплава в цилиндрическом канале в зависимости от значения D расчет теплового потока к форме может быть рассчитан по одной из двух зависимостей. При Dt > 1 , где 1 t – продолжительность течения расплава в литниковом ходе, с, из [29]: ( ) ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ −⋅⋅+⋅⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ −⋅⋅ ⋅⋅ ⋅ +⋅ + ⋅= 1 3 2 4 1 11 3 2 12 2 1 22 .. ϕϕ ρ ϑρ chch c n n SQ ТЕЧ ЛХЛ , (21) где Л S – площадь поверхности литникового хода, м 2 ; 2 ρ – плотность наполнителя формы, кг/м 3 ; 2 c – удельная теплоемкость наполнителя формы, Дж/(кг·ºС); ТЕЧ ϑ – избыточная температура, отсчитываемая от начальной температуры формы до температуры текущего расплава, ºС; 1 ρ – плотность расплава, кг/м 3 . ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ − ⋅ = 1 2 1 D t archϕ . При Dt < 1 [29] , (18) где АЗ – коэффициент, численное значение которого зависит от температуры и для воздуха при t = 20 ºC равен 1,35. Тепловые потери расплава имеют место также - Рис. 3. Маршевое сближение контейнера и камеры выжимания �� МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ 4-5’2009 и на этапе заполнения формы (рис. 4) ЗАПQ , что связано с тепловым взаимодействием расплава с наполнителем формы . .Л ХQ , теплопередачей от камеры выжимания к контейнеру КОНТQ , нагревом футерованного пуансона при контакте с расплавом ПQ и, кроме того, эндотермическим характером процесса разложения ГМ при нагреве ГМQ : . .ЗАП Л Х КОНТ П ГМQ Q Q Q Q= + + + . (19) Расход тепловой энергии расплава на прогрев литникового хода, который в технологии ЛВКД выбирают преимущественно в виде цилиндрическо- го канала определим на основании зависимостей из [29] для сухой песчано-глинистой формы. Вначале следует рассчитать значение определителя D [29] ( ) ( ) 2 2 2 2 24 1 n R D n n a + ⋅ = ⋅ ⋅ + ⋅ , (20) где n – показатель степени параболы в условиях параболического распределения температур в фор- ме; R – половина толщины канала, м; 2a – коэффи- циент температуропроводности материала фор- мы, м2/с. При течении расплава в цилиндрическом канале в зависимости от значения D расчет теплового потока к форме может быть рассчитан по одной из двух зависимостей. При 1t D> , где 1t – продолжительность течения расплава в литниковом ходе, с, из [29] следует ( ) 2 2 . . 1 2 2 1 x 2 1 3 1x 1 2 1 4 3 ТЕЧ Л Х Л cnQ S ch n ch ρ ϑ φ ρ φ  ⋅ ⋅+  = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ −  ⋅ +     + ⋅ ⋅ −     где ЛS – площадь поверхности литникового хода, м2; 2ρ – плотность наполнителя формы, кг/м3; 2c – удельная теплоемкость наполнителя формы, Дж/(кг·ºС); ТЕЧϑ – избыточная температура, отсчитываемая от начальной температуры формы до температуры текущего расплава, ºС; 1ρ – плотность расплава, кг/м3. 12 1tarch D φ ⋅ = −    . При 1t D< [29] ( ) ( ) 2 2 . . 1 2 2 cos 1 x 2 1 3 1x 1 2 cos 1 4 ТЕЧ Л Х Л cnQ S n ρ ϑ φ ρ φ  ⋅ ⋅+  = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ −  ⋅ +    + ⋅ ⋅ −  (22) где 12arccos 1t D φ ⋅ = −    . Процесс переноса тепла от нагретой камеры выжимания к футерованному пуансону можно описать следующим уравнением: ( ) ( ) ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ −⋅⋅+⋅⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ −⋅⋅ ⋅⋅ ⋅ +⋅ + ⋅= 1cos2 4 1 11 3 cos2 12 2 1 22 .. ϕ ϕ ρ ϑρ ТЕЧ ЛХЛ c n n SQ , (22) где ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ − ⋅ = 1 2 arccos 1 D t ϕ . Процесс переноса тепла от нагретой камеры выжимания к футерованному пуансону можно описать следующим уравнением: ( ) КОНТВККОНТКОНТКОНТ ttсhRQ −⋅⋅⋅⋅⋅= .. 2 ρπ , (23) где R – радиус заглубляемой части контейнера (обычно равен радиусу пуансона), м; h – глубина погружения контейнера в камеру выжимания, м; КОНТ ρ – плотность материала, из которого изготовлен контейнер, кг/м 3 ; КОНТ c – теплоемкость материала контейнера, Дж/(кг·ºС); ..ВК t – температура камеры выжимания, ºС; КОНТ t – температура контейнера, ºС. Ввиду того, что в процессе выжимания металла в форму технологически, во избежание выбросов расплава, необходимо обеспечить беззазорное перемещение пуансона в полости камеры выжимания, на поверхности жидкого металла будет находиться слой сминаемой огнеупорной футеровки толщиной Ф δ . Для предотвращения ее захвата в полость формы гидродинамическими потоками расплава на пуансоне имеется специальное ограничительное кольцо. Потери тепла жидкого металла определяются по величине теплопередачи через этот слой. Уравнение теплопередачи от металла через слой смятой футеровки к пуансону можно записать в следующем виде: ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ ⋅⋅ ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ − ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ ⋅⋅+ ⎟ ⎟ ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ ⋅ ++ − = 12 4 4 0 100100 ϕε λ δ λ δ λ δ П П р ПП П П ФП ФП Ф Ф ПР П S ТТ сS tt Q , (24) где П t – температура пуансона, ºС; ФП δ – толщина футеровки пуансона, м; П δ – толщина пуансона, м; Ф λ – коэффициент теплопроводности материала сминаемой футеровки, Вт/м⋅ºС; ПФ λ – коэффициент теплопроводности материала футеровки пуансона, Вт/м⋅ºС; П λ – коэффициент теплопроводности материала пуансона, Вт/м⋅ºС; П S – площадь пуансона, м 2 . Расчет величины теплового потока, расходуемого на термодеструкцию ГМ можно определить на основании зависимости, записанной на основе уравнения из [30]: ( ) ( ) ГМРР ПГ Г ЗГМГМ ЛГМ ttS m Q −⋅⋅ ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ + ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ ⋅′⋅⋅+ ⋅⋅ −= δ λ ψγτ τρϑ α 1 1 , (25) где Л α – коэффициент теплоотдачи от зеркала расплава, Вт/(м 2 ·ºС); ГМ ϑ – скорость плавления ГМ, м/с; ГМ ρ – плотность материала ГМ, кг/м 3 ; З τ – время заполнения формы расплавом, с; Г m – удельная скорость испарения жидкой фазы продуктов термодеструкции ГМ, 1/с; γ ′ – плотность жидкой фазы (23) где R – радиус заглубляемой части контейнера (обычно равен радиусу пуансона), м; h – глубина погружения контейнера в камеру выжимания, м; КОНТρ – плотность материала, из которого изготовлен контейнер, кг/м3; КОНТc – теплоемкость материала контейнера, Дж/(кг·ºС); . .К Вt – температура камеры выжимания, ºС; КОНТt – температура контейнера, ºС. Ввиду того, что в процессе выжимания металла в форму технологически, во избежание выбросов расплава, необходимо обеспечить беззазорное пе- ремещение пуансона в полости камеры выжимания, на поверхности жидкого металла будет находиться слой сминаемой огнеупорной футеровки толщиной Фδ . Для предотвращения ее захвата в полость формы гидродинамическими потоками расплава на пуансо- не имеется специальное ограничительное кольцо. Потери тепла жидкого металла определяются по величине теплопередачи через этот слой. Уравнение теплопередачи от металла через слой смятой футеровки к пуансону можно записать в следующем виде: 4 4 0 12100 100 Р П П П Ф ФП П Ф ФП П р П П П t tQ S Т Тс S δ δ δ λ λ λ ε φ    − = ⋅ +  + +          + ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅           , (24) где Пt – температура пуансона, ºС; ФПδ – толщина футеровки пуансона, м; Пδ – толщина пуансона, м; - Рис. 4. Выжимание расплава в форму (21) ��МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ 4-5’2009 Фλ – коэффициент теплопроводности материала сминаемой футеровки, Вт/м·ºС; Ф Пλ – коэффициент теплопроводности материала футеровки пуансона, Вт/м·ºС; Пλ – коэффициент теплопроводности материала пуансона, Вт/м·ºС; ПS – площадь пуансона, м2. Расчет величины теплового потока, расходу- емого на термодеструкцию ГМ можно определить на основании зависимости, записанной на основе уравнения из [30]: ( ) ( )1 1 ГМ ГМ З ПГ ГМ Л Р Р ГМ Г Q S t t m ϑ ρ τ λα τ γ ψ δ   ⋅ ⋅ = − + ⋅ ⋅ −   ′+ ⋅ ⋅ ⋅    , (25) где Лα – коэффициент теплоотдачи от зеркала расплава, Вт/(м2·ºС); ГМϑ – скорость плавления ГМ, м/с; ГМρ – плотность материала ГМ, кг/м3; Зτ – время заполнения формы расплавом, с; Гm – удельная скорость испарения жидкой фазы продуктов термодеструкции ГМ, 1/с; γ ′ – плотность жидкой фазы продуктов термодеструкции ГМ, кг/м3; ψ – толщина сфероидов ЖФ на поверхности расплава, мм; ПГλ – коэффициент теплопроводно- сти парогазовой смеси в зазоре «расплав-ГМ», Вт/м·град; δ – величина зазора между расплавом и ГМ, мм; РS – площадь поверхности расплава в полости формы, м2; ГМt – температура плавления модели, ºС. Численные значения одной группы величин в формуле (25) такие как ГМϑ , ГМρ , Зτ , γ ′ , РS , ГМt , определяются технологическими особенностями изготовления ГМ и заливкой расплава в форму. Значения остальных величин из формулы (25) могут быть легко определены согласно системы уравнений из работы [30]. Таким образом, исходя из вышеприведенной методики расчета на базе учитываемых значений тепловых потерь, можно определить величину необходимой температуры расплава, заливаемого в камеру выжимания. При этом следует учитывать, что для обеспечения объемного затвердевания расплав в форму необходимо подавать с практически снятым перегревом при наличии в нем значительного количества выделившейся твердой фазы. В этом случае расплав представляет собой смесь жидкой и твердой фаз, превращающуюся в суспензионный материал, что способствует формированию мелкого первичного зерна, устранению микропористости и химической неоднородности металла. Количество тепла расплава, вносимого в камеру выжимания, определенного по формуле (4) представлено в несколько ином виде: Р Ж Т П отерьQ Q Q−= + , (26) где Ж ТQ − – количество тепла, отдаваемого рас- плавом, который находится в жидко-твердом состоянии, Вт. Исходя из (4) и (26), температуру расплава, заливаемого в камеру выжимания, рассчитываем по формуле Ж-Т Потерь Р Р Р Q Q t V c + = ⋅ρ ⋅ . (27) При этом при определении Ж ТQ − необходимо исходить из нижнего значения интервала крис- таллизации, при расчете ПотерьQ принимать во вни- мание верхнее значение интервала кристаллизации заливаемого расплава. Вывод В заключение необходимо подчеркнуть, что в представленной методике расчет тепловых потерь расплава касался стационарного режима, когда температурное поле во времени остается неизменным. В действительности, в условиях технологической схемы ЛВКД наблюдается нестационарность тепловых процессов, расчет которых необходимо вести на базе аналитически сложных зависимостей. В то же время, для инженерных расчетов предложенная методика может дать оценочное значение величины тепловых потерь расплава в установке ЛВКД с достаточной для практики точностью. ЛИТЕРАТУРА 1. Караник Ю. А. Литье выжиманием с кристаллизацией под давлением // Литейн. пр-во. – 1990. – № 6. – С. 15-16. 2. Шинский О. И. Технология и оборудование для литья железоуглеродистых и цветных сплавов по газифицируемым моделям под высоким регулируемым давлением // Металл и литье Украины. – 1997. – № 1. – С. 25-28. 3. Шинский О. И. Особенности формирования поверхностей отливок при литье по газифицируемым моделям с кристаллизацией металла под давлением. В кн. Плавка и рафинирование литейных сплавов. – Киев: ИПЛ АН УССР, 1990. – С.125-128. 4. Караник Ю. А., Кузнецов В. А., Чернов Н. М., Черепанов А. Н. О технологии литья с кристаллизацией под давлением (ЛКД). Обзор докладов на IV съезде литейщиков России // Литейн. пр-во. – 2003. – № 11. – С. 42. 5. Караник Ю. А. Совершенствование способа литья выжиманием с кристаллизацией под давлением. Обзор докладов на VI съезде литейщиков России // Там же. – 2003. – № 12. – С. 26. 6. Караник Ю. А. Новые ресурсосберегающие технологии литья точных заготовок изделий машиностроения // Там же. – 2004. – № 2 – С. 23. �� МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ 4-5’2009 7. Шинский О. И., Шульга В. Т., Вишнякова Л. П. и др. Технология получения гидроплотных отливок из нержавеющих сталей по газифицируемым моделям с кристаллизацией под давлением. В кн. Плавка и рафинирование литейных сплавов. – Киев: ИПЛ АН УССР, 1990. – С.128-131. 8. Шинский О.И., Злубко В. А. Газовый режим и особенности заполнения формы с газифицируемой моделью под низким и высоким давлениями. В кн. Литье с применением давления. – Киев: ИПЛ АН Украины, 1991. – С.145-156. 9. Караник Ю. А. Особенности изготовления отливок способом литья выжиманием с кристаллизацией под давлением в постоянных и разовых формах // Литейщик России. – 2007. – № 3. – С. 37-40. 10. А. с. СССР 1178537, МАК Б 22 D 18/02. Устройство для литья под давлением / Ю. А. Караник // Открытие изобрет. – 1985. – № 34. – 40 с. 11. Караник Ю. А. Новые ресурсосберегающие технологии литья точных заготовок // Литейщик России. – 2003. – № 12. – С. 29-32. 12. Пат. 630030 СССР, МПК B22D 27/12. Устройство для получения отливок / Караник Ю. А. – Опубл. 30.10.78, Бюл. № 40. 13. Пат. 2025206, Россия, МПК B22D 18/00. Линия для получения отливок методом литья выжиманием с кристаллизацией под давлением / Караник Ю. А. – Опубл. 30.12.94, Бюл. № 24. 14. Караник Ю. А. Способ получения отливок со свойствами на уровне поковок и проката // Литейн. пр-во. – 2006. – № 10. – С. 25-28. 15. Караник Ю. А. Снижение металло- и энергопотребления при производстве деталей машин и механизмов // Литье Украины. – 2007. – № 5. – С. 23-29. 16. Шинский О. И., Бех Н. И., Шинский И. О. Технологический процесс получения литых заготовок коленвалов автомобилей КАМАЗ по газифицируемым моделям с кристаллизацией металла под давлением // Металл и литье Украины. – 1994. – № 11-12. – С. 16-19. 17. Шинский О. И. Газогидродинамика и технологии литья железоуглеродистых и цветных сплавов по газифицируемым моделям. Дис. … докт. техн. наук. – Киев, 1997. – 481 с. 18. Таранов Е. Д., Бречко Е. Л., Буклан Б. А., Щеглов В. М., Примак И. Н. Теплофизические особенности формирования отливок в условиях ЛВКД // Процессы литья. – 1995. – № 2. – С. 11-17. 19. Таранов Е. Д., Бречко Е. Л., Ефимов В. А., Примак И. Н., Щеглов В. М. Особенности затвердевания стальных отливок в условиях ЛВКД // Там же. – 1995. – № 3. – С. 49-57. 20. Найдек В. Л., Русаков П. В., Шинский О. И. Индукционно-тигельные среднечастотные печи. Энергетическая стратегия конструктивно-технологической оптимизации // Там же. – 2007. – № 6. – С. 24-28. 21. Тепломассообмен: Справочник / Под ред. А. В. Лыкова. – М.: Энергия, 1972. – 560 с. 22. Михеев М. А. Основы теплопередачи. – М. - Л.: Гос. энергет. изд-во, 1949. – 396 с. 23. Варгафтик Н. Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. – М.: Гос. изд-во физ.-мат. лит-ры. – 1963. – 708 с. 24. Таблицы физических величин: Справочник / Под ред. И. К. Кикоина. – М.: Атомиздат, 1976. – 1008 с. 25. Сталеплавильное производство: Справочник / Под ред. А. М. Самарина. – М.: Металлургия, 1964. – 1040 с. 26. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы теплопередачи. – М.: Энергия, 1973. – 320 с. 27. Кутателадзе С. С., Боришанский В. М. Справочник по теплопередаче. – Л. - М.: Госэнергоиздат, 1959. – 415 с. 28. Костяков В. Н. Особенности теплового расчета установок для литья под низким регулируемым давлением. В кн. Новое в литье под низким давлением. – Киев: Наук. думка, 1971. – С.51-56. 29. Формовочные материалы и технология литейной формы / Под ред. С. С. Жуковского. – М.: Машиностроение, 1993. – 432 с. 30. Литье по газифицируемым моделям / Под ред. Ю. А. Степанова. – М.: Машиностроение, 1976. – 224 с. O. A. Iakovyshyn The thermophysical features of plant of casting by squeezing out with crystallization under the surplus regulated pressure Computation of thermal losses of fusion in plant of casting is presented by pressing out with crystallization under the surplus regulated pressure. The on a base set dependences a formula for determi- nation of initial temperature of cast in a chamber pressing of fusion out is offered Summary О. А. Яковишин Теплофізичні особливості установки лиття видавлюванням із кристалізацією під надлишковим регульованим тиском Представлено розрахунок теплових втрат розплаву в установці лиття витисканням із кристалізацією під надлишковим регульованим тиском. На базі встановлених залежностей запропоновано формулу для визначення початкової температури розплаву, що заливається в камеру витискання Анотація Установка литья, кристаллизация под избыточным регулируемым давлением, камера выжимания расплава Ключевые слова

Теплофизические особенности установки литья выжиманием с кристаллизацией под избыточным регулируемым давлением

Institution

Similar Items