Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава

Численное моделирование процессов переплава позволяет объединить локальные условия кристаллизации и рабочие параметры процесса. Рассмотрены последние исследования, направленные на разработку отдельных аспектов, например распределение переменного тока при ЭШП сталей и сверхпрочных сплавов, совокупное...

Повний опис

Збережено в:

Бібліографічні деталі
Дата:	2013
Автор:	Жарди, А.
Формат:	Стаття
Мова:	Russian
Опубліковано:	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2013
Назва видання:	Современная электрометаллургия
Теми:	Вакуумно-дуговой переплав
Онлайн доступ:	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/96719
Теги:	Додати тег Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:	Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава / А. Жарди // Современная электрометаллургия. — 2013. — № 4 (113). — С. 54-59. — Бібліогр.: 27 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-96719
record_format	dspace
spelling	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-967192025-02-09T14:35:03Z Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава Numerical simulation and experimental investigation of remelting processes Жарди, А. Вакуумно-дуговой переплав Численное моделирование процессов переплава позволяет объединить локальные условия кристаллизации и рабочие параметры процесса. Рассмотрены последние исследования, направленные на разработку отдельных аспектов, например распределение переменного тока при ЭШП сталей и сверхпрочных сплавов, совокупное движение дуги в печи ВДП и влияние электромагнитного перемешивания на макросегрегацию в переплавленных слитках. Numerical simulation of remelting processes allows correlating local solidification conditions and working parameters of the process. Recent research is considered, aimed at development of individual aspects, for instance, distribution of alternating current in ESR of steels and super alloys, aggregate motion of the arc in ESR furnace, and influence of electromagnetic stirring on macrosegregation in remelted ingots. По материалам докладов, представленных на Международной конференции «Сварка и родственные технологии – настоящее и будущее», 25—26 ноября 2013 г., Киев, ИЭС им. Е.О. Патона НАНУ. 2013 Article Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава / А. Жарди // Современная электрометаллургия. — 2013. — № 4 (113). — С. 54-59. — Бібліогр.: 27 назв. — рос. 0233-7681 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/96719 621.793.18.06 ru Современная электрометаллургия application/pdf Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
topic	Вакуумно-дуговой переплав Вакуумно-дуговой переплав
spellingShingle	Вакуумно-дуговой переплав Вакуумно-дуговой переплав Жарди, А. Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава Современная электрометаллургия
description	Численное моделирование процессов переплава позволяет объединить локальные условия кристаллизации и рабочие параметры процесса. Рассмотрены последние исследования, направленные на разработку отдельных аспектов, например распределение переменного тока при ЭШП сталей и сверхпрочных сплавов, совокупное движение дуги в печи ВДП и влияние электромагнитного перемешивания на макросегрегацию в переплавленных слитках.
format	Article
author	Жарди, А.
author_facet	Жарди, А.
author_sort	Жарди, А.
title	Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава
title_short	Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава
title_full	Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава
title_fullStr	Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава
title_full_unstemmed	Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава
title_sort	численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава
publisher	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
publishDate	2013
topic_facet	Вакуумно-дуговой переплав
url	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/96719
citation_txt	Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава / А. Жарди // Современная электрометаллургия. — 2013. — № 4 (113). — С. 54-59. — Бібліогр.: 27 назв. — рос.
series	Современная электрометаллургия
work_keys_str_mv	AT žardia čislennoemodelirovanieiéksperimentalʹnyeissledovaniâprocessovpereplava AT žardia numericalsimulationandexperimentalinvestigationofremeltingprocesses
first_indexed	2025-11-26T22:44:19Z
last_indexed	2025-11-26T22:44:19Z
_version_	1849894698691330048
fulltext	УДК 621.793.18.06 ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССОВ ПЕРЕПЛАВА А. Жарди Институт Жана Ламура (UMR CNRS – Университет Лотарингии 7198) ПАРК ДЕ СОРЮТ, CS 50840, F-54011 Нанси, Франция Laboratoire d’Excellence DAMAS. E-mail: alain.jardy@univ-lorraine.fr. Численное моделирование процессов переплава позволяет объединить локальные условия кристаллизации и рабочие параметры процесса. Рассмотрены последние исследования, направленные на разработку отдельных аспектов, например распределение переменного тока при ЭШП сталей и сверхпрочных сплавов, совокупное движение дуги в печи ВДП и влияние электромагнитного перемешивания на макросегрегацию в переплавленных слитках. Биб- лиогр. 27, ил. 5. Ключ е вы е с л о в а : слиток; переплав; численное моделирование; металлическая ванна; сегрегация; дуга; распределение электрического тока Процессы переплава расходуемого электрода созда- ны с целью получения высококачественных спла- вов, предназначенных для ответственных конструк- ций, где требуются слитки высокого металлурги- ческого качества. Таким образом, процессы первич- ного переплава не являются достаточными. Они по- зволяет получить такие важные параметры, как мелкозернистая структура, ограничение образова- ния кристаллизационных дефектов, низкий уро- вень микро- и макросегрегации, а также высокое качество слитков. Процесс вакуумно-дугового переплава (ВДП) (рис. 1, а) заключается в переплаве расходуемого металлического электрода требуемой марки в высо- Рис. 1. Схематическое изображение процессов ВДП (а) и ЕШП (б): 1 – вакуумная камера; 2 – электрод; 3 – электрическая дуга; 4 – электрические катушки; 5 – жидкая ванна; 6 – полужидкая зона; 7 – охлаждающий контур; 8 – зазор; 9 – твердый слиток; 10 – затравка; 11 – охлажденный слиток; 12 – жидкая ванна; 13 – шлак; 14 – переплавляемый слиток; 15 – зона зазора; 16 – вода © А. ЖАРДИ, 2013 54 ком вакууме с целью получения качественного слит- ка с хорошей структурой [1]. Во время переплава для обеспечения плавления электрода (катод) элек- трическая дуга поддерживается между концом элек- трода и металлической ванной. Жидкий металл проходит сквозь плазму дуги и наполняет ванну, из которой формируется слиток в водоохлаждаемом медном кристаллизаторе. Для стабилизации дуги ее можно ограничить при помощи осевого магнит- ного поля, создаваемого посредством внешней ин- дукционной катушки. Процесс взаимодействия электромагнитного поля катушки с собственным полем металлической ванны вызывает орторадиаль- ное вращение металла ванны. Периодически варьи- руя ток катушки, можно менять направление пере- мешивания. При электрошлаковом переплаве (ЭШП) источ- ником тепла для расплавления является шлак на основе фтористого кальция. Он располагается меж- ду расходуемым электродом и металлической ван- ной формируемого слитка, через него проходит электрический ток [2]. Энергия передается как электроду для плавки, так и формируемому слитку. Расплавленный металл от расходуемого электрода к формируемому слитку переносится в виде капель, контактирующих со шлаком, которые улучшают ка- чество металла слитков (рис. 1, б). Переплавляе- мыми материалами чаще всего являются специаль- ные стали и сверхпрочные сплавы на основе никеля. Процесс ВДП представляет собой конечный этап в цикле плавки таких химически активных метал- лов, как цирконий и титан. Стратегическая важ- ность этих изделий и их очень высокая стоимость свидетельствуют о необходимости детального пони- мания процессов плавки. Математическое модели- рование позволяет связать такие рабочие парамет- ры, как скорость плавки, диаметр слитка, условия охлаждения с условиями получения качественного слитка. Данная работа является частью программы, начатой приблизительно двадцать лет назад инсти- тутом Жана Ламура (ИЖЛ), по разработке прог- раммного обеспечения для моделирования процес- сов переплава и, следовательно, их оптимизации. Первую версию численной модели SOLAR (за- твердевание при дуговом переплаве) применяли для моделирования процесса ВДП химически ак- тивных металлов [3]. С тех пор ее постоянно совер- шенствовали. В начале столетия модель адаптиро- вали для сверхпрочных сплавов на никелевой осно- ве и специальных сталей [4, 5]. Недавно подобную модель создали для процесса ЭШП [6]. Разработку начали в 2004 г. с построения основной гидродина- мической модели шлака, которую усложняли по- этапно. Последняя модель имеет несколько общих баз с кодом SOLAR, поскольку рост слитка и его затвердевание в процессах ЭШП и ВДП происходят аналогично. Общее описание обеих моделей, т. е. SOLAR и SOLECS (полное моделирование процесса ЭШП по типу SOLAR), и подтверждение их достоверно- сти представлено в сообщении на международной конференции «Сварка и родственные технологии в третьем тысячелетии» [7]. Остановимся на трех ис- следованиях, направленных на разработку некото- рых аспектов фактических процессов переплава. Распределение тока при электрошлаковом пе- реплаве. На протяжении последних лет проведено несколько исследований с целью нестационарного моделирования всего процесса или более детально- го изучения электромагнитных полей при ЭШП [8— 13]. Для этих моделей разработано программное обеспечение с целью моделирования SOLECS. При увеличении слитка ЭШП шлак контактирует с во- доохлаждаемым кристаллизатором, что приводит к образованию слоя затвердевшего шлака на границе раздела. В процессе роста формируемого слитка этот слой частично подплавляется и становится бо- лее тонким. Он выполняет роль изоляции и обеспе- чивает формирование слитков ЭШП с гладкой бо- ковой поверхностью [2]. В статье [6] высказано предположение о том, что затвердевшая шлаковая пленка изолирует элек- трически шлак и слиток от кристаллизатора, кото- рое, однако, сомнительно и требует подтверждения. В некоторых случаях модель предполагает наличие сплошной твердой пленки, которая окружает шла- ковую «шапку», предотвращая возможный электри- ческий контакт между жидким шлаком и кристал- лизатором. Несмотря на традиционность указанного пред- положения [14, 15] иногда встречается мнение о том, что определенное количество тока проходит в медный кристаллизатор [16, 17]. Это явление может изменить термогидродинамическое поведение шла- ка и жидкой ванны и, таким образом, повлиять на процесс затвердевания. Следовательно, целью на- шего исследования является количественная оценка данного явления и определение воздействия толщи- ны твердого слоя и электропроводности затвердев- шего шлака на распределение тока при ЭШП. Ток плавки, подаваемый к электроду или жид- кому шлаку, на пути к водоохлаждаемому кристал- лизатору или поддону может проходить через ванну слитка или непосредственно через затвердевшую шлаковую пленку. Распределение тока зависит от сопротивления на этом этапе, т. е. проводимости твердого шлака и толщины пленки. Представляем процесс расчета электромагнитного явления с упро- щенной геометрией. Предполагается, что толщина затвердевшей шлаковой пленки однородна и задан- ные значения электропроводности являются расчет- ными. Основные параметры, используемые при мо- делировании, следующие: ток плавки (максимальное значение), кА ................... 10 частота переменного тока, Гц .................................... 50 радиус электрода, см ................................................ 26 внешний диаметр кристаллизатора, см ....................... 30 толщина стенки кристаллизатора, см ........................ 2,5 глубина погружения электрода, см .............................. 1 электропроводность, Ом—1⋅м—1: металла .......................................................... 1⋅106 жидкого шлака ................................................. 400 твердого шлака ...................................... 1⋅10—3...400 толщина затвердевшего слоя шлака, мм .................. 4...6 55 Оценено влияния изменения двух параметров (электропроводности и толщины затвердевшего слоя шлака) на распространение и значение электрическо- го тока. Допускали изменение электропроводности в диапазоне 1⋅10—3...400 Ом—1⋅м—1 (1⋅10—3 Ом—1⋅м—1 соот- ветствует полной изоляции, тогда как 400 Ом—1⋅м—1 – это проводимость жидкого шлака). Толщина за- твердевшего слоя шлака составляет 4 или 6 мм. Вы- численное распределение тока наиболее часто пред- ставляют посредством визуализации величины век- тора плотности тока (т. е. максимального значения для каждого компонента плотности тока), что, как правило, приводит к выводу о важности эффекта пленки в электроде и слитке [6, 11, 14, 18]. На самом деле, распространение тока связано с толщи- ной слоя шлака в различных материалах: если пос- ледняя больше, чем фактические размеры области, распространение тока будет однородным, например в жидком шлаке. Однако в этом исследовании мы отобразим мгно- венное распределение тока в определенный момент в переменном периоде t = 0. В дополнение к визуа- лизации эффекта слоя такое представление также подчеркивает локальное варьирование угла фазы, вызванное изменением индуцированного магнитно- го поля в металлических проводниках [13]. Первый этап исследования заключается в под- тверждении вероятности прохождения части тока плавки через затвердевший слой шлака и попадания непосредственно в кристаллизатор. На рис. 2 показаны расчеты, полученные в слу- чае, если твердый слой выступает в качестве иде- альной изоляции (электропроводность меньше или равна 1⋅10—3 Ом—1⋅м—1) или когда электропро- водность составляет 15 Ом—1⋅м—1. Затвердевший слой шлака предположительно имеет толщину 4 мм. Очевидно, что если электропроводность твердого шлака равна 15 Ом—1⋅м—1, то часть тока фактически проходит через слой и попадает в кристаллизатор. Затвердевший слой шлака не является идеальной изоляцией, и это меняет характер распределения тока в системе. Наши результаты подтверждают не- которые утверждения работ [16, 17] и поднимают новые вопросы, касающиеся влияния таких потерь тока на эффективность процесса. На рис. 3 показано влияние изменений электро- проводности и толщины твердого шлака, отображе- но значение общего электрического тока. Электро- проводность твердого шлака является ключевым па- раметром процесса, поэтому необходимы фактичес- кие измерения. Толщина затвердевшего слоя шлака также влияет на распределение тока в системе. Од- нако в рамках рассматриваемых значений влияние указанного фактора вторично. В модели учитывают слой равномерной толщины вдоль всей границы шлак/кристаллиза- тор. Однако толщина может меняться от небольшо- го значения до нескольких миллиметров в ходе реального переплава. Для учета такого варьирова- ния, а также оценки влияния процесса распростра- нения электрического тока на затвердевание слитка полностью объединим эту модель с численным мо- делированием всего процесса ЭШП. Полученные результаты сравним с экспериментальными дан- ными. Совокупное движение дуги при вакуумно-дуго- вом переплаве. Данные о поведении электрической дуги в процессе ВДП базируются на исследованиях, выполненных впервые в Sandia national laboratories [19] при переплаве стали или cверхпрочных спла- вов на основе никеля. Аналогичные эксперименты для циркония описаны в работе [20]. В результате установлено, что поведение дуги аналогично режи- му рассеивания дуги в вакууме, создаваемой между холодными электродами сплошного сечения. Дуга состоит из нескольких рассеянных класте- ров катодных пятен, движущихся по всей поверхно- сти катода, что свидетельствует об общей энергии, передаваемой от дуги к катоду, равномерном их распределении. Поскольку отсутствовало преиму- щественное азимутальное направление, на макро- скопическом уровне предполагается осесимметрич- ное поведение, совместимое с плоскопараллельно- стью конца катода при полномасштабной плавке. Однако недавно появилось опровержение о том, что дуга часто на макроскопическом уровне ведет себя не осесимметрично. Основываясь на измере- ниях яркости и напряженности магнитного поля, создаваемого дугой, предположили [21, 22], что Рис. 2. Распределение плотности электрического тока, рассчи- танное для двух значений электропроводности затвердевшего слоя шлака: а – 1⋅10 —3 ; б – 1⋅15 Ом⋅м —1 Рис. 3. Выделение общего резистивного тепла в шлаке в соответ- ствии с электропроводностью и толщиной затвердевшей шлако- вой пленки: 1—4; 2 – 6 мм 56 большую часть времени (в усредненном по времени значении) электрический центр дуги вращался во- круг центральной линии слитка с постоянной ско- ростью (от 20...40 с, если электрод из сверхпрочно- го сплава плавился в условиях номинального рас- сеивания). Согласно другому мнению, распределе- ние потока электрического тока и тепловложение соответствовали распределению в этом месте, часть дуги поглощена слабосфокусированной вращаю- щейся точкой, радиально смещенной от централь- ной линии слитка. Модель 3D ванны слитка с уче- том этого представления в качестве граничного ус- ловия [23] позволяет заключить, что такое совокуп- ное движение дуги на макроскопическом уровне оказывает значительное влияние на гидродинамику расплавленной ванны и процесс затвердевания слитка. Исследовали динамическое поведение дуги в промышленной печи ВДП. Для съемки кольцевого зазора между электродом и стенкой кристаллизато- ра использовали две синхронизированные видеока- меры, установленные напротив диаметрально рас- положенных сверху камеры печи смотровых окон. Видеоизображения записывали в процессе плавки слитка Zircaloy 2 с различными условиями пере- мешивания. Для расшифровки записей создана методика об- работки изображения, аналогичная предложенной в работе [21]. Сначала каждую запись разделяли на ряд изображений. Затем для погашения колеба- ний частоты, связанных с индивидуальным поведе- нием катодного пятна, 2 с использовали скользящее среднее, а частоту выборки сократили до 5 кад- ров/с. В каждом изображении выделяли опреде- ленный участок и все результаты располагали друг за другом для того, чтобы построить временную последовательность (рис. 4, а). На последнем этапе выполнена количественная оценка яркости выбран- ной области и проведен анализ Фурье для опреде- ления частоты колебаний. На рис. 4, б дан пример двух последовательно- стей, соответствующих диаметрально противопо- ложным областям. График нарастания яркости для обеих последовательностей также представлен на этом рисунке. Яркость изменяется довольно равно- мерно, с чередованием между очень яркими и дру- гими временными периодами, где она значительно меньше. Колебания яркости в диаметрально проти- воположных областях происходят в противофазе. Анализ частоты указывает на то, что эти колебания включают несколько периодов с доминирующим примерно в 30 с, одинаковым для двух камер. Колебания могут быть связаны с поведением ду- ги. Можно предположить, что уровень яркости ко- леблется из-за роста пространственного распрост- ранения дуги, центр гравитации которой проходит через поверхность электрода, с частотой около 30 с. Это явление отмечено для всех иследуемых условий плавки. Основной период колебаний имел амплиту- ду одного порядка для всех видов плавки (включая плавку без перемешивания). В частности, он не свя- зан с обратным периодом магнитного поля. Таким образом, совокупное движение дуги существует при всех технологических режимах и не зависит от на- личия внешнего осевого магнитного поля. Данная работа дает возможность подтвердить выводы, полученные в публикации [22], о значении постоянной времени движения дуги. Наличие не- большого движения центра дуги (с временным пе- риодом около 30 с) может иметь важное значение при моделировании процесса ВДП. Электромагнитное перемешивание и макросе- грегация при ВДП циркониевых слитков. Несмот- ря на применение электромагнитного перемешива- ния в процессе затвердевания металла образуются химические неоднородности. Одной из главных за- дач для производителей циркония и титана являет- ся освоение процесса ВДП для контроля макросе- грегации в получаемых слитках. Макросегрега- ция – результат объединения микросегрегации и Рис. 4. Временная последовательность, используемая для изучения изменений уровня яркости над образцом (а) и типичные временные последовательности, полученные для двух диаметрально противоположных областей (б); Le – яркость; τ – время 57 явлений переноса. Последнее происходит в основ- ном из-за наличия потока в жидких и полужидких участках. Гидродинамика жидкометаллической ван- ны зависит от совместного действия следующих фак- торов: тепловой и концентрационной конвекции, са- мовозбуждающихся электромагнитных сил и перио- дических центробежных сил, вызванных угловым пе- ремещением, которое создается в результате переме- шивания [24, 25]. Целью данного раздела является численное исследование действия этих факторов на макросегрегацию ВДП слитков Zircaloy 4. Для усовершенствования процесса кристаллиза- ции и соответсвующей макросегрегации в систему SOLAR внедрена многоступенчатая модель процес- са кристаллизации слитков ВДП из многокомпо- нентного сплава, основанная на двухэтапной поста- новке задачи (по Эйлеру) [26, 27], усредненной по объему. На макроскопическом уровне проницае- мость полужидкой зоны описывается законом Кар- мана—Козени в зависимости от размера микрострук- туры, как правило, расстоянием между вторичными осями дендрита (SDAS). Макроскопическая k-ε мо- дель, учитывающая действие как тепловой, так и концентрационной конвекции, а также влияние вторичной фазы в полужидкой зоне используется для моделирования турбулентного характера пото- ка. Фазовое изменение описывается локально на микроскопическом уровне либо в соответствии с правилом рычага, либо с учетом роста зерна, кон- тролируемого конечной диффузией легирующих элементов в жидкой и в твердой фазах. Электрод Zircaloy 4 переплавляли в производ- ственной печи. Применяли два последовательных процесса перемешивания: сильное прерывистое, за которым следует слабое продолжительное. К тому же, временно использовали сильное и продолжи- тельное перемешивание для обозначения несколь- ких жидкометаллических ванн в слитке. Зареги- стрированные фактические рабочие параметры про- цесса стали входными данными модели. Явления тепловой и концентрационной конвек- ции моделировали благодаря приближению Бусси- неска. Тепловой и концентрационный коэффициен- ты расширения для циркониевого сплава не пред- ставлены в литературе. Тем не менее тепловой ко- эффициент расширения βT рассчитан на основании данных о чистом жидком цирконии. Для изучения влияния концентрационной конвекции, вызванной перепадами концентрации олова (основной леги- рующий элемент в Zircaloy 4), мы смоделировали четыре случая: βТ = 0, βS Sn = 0; (1) βТ > 0, βS Sn = 0; (2) βТ > 0, βS Sn < 0; (3) βТ > 0, βS Sn > 0. (4) Положительное значение коэффициента кон- центрационного расширения βS Sn (4) рассчитывали из предположения об аддитивности объема. Другое значение (3) было намерено отрицательным. Выра- жение (1) соответствует отсутствию любой концен- трационной и тепловой конвекции, поскольку тече- ние вызвано исключительно электромагнитным пе- ремешиванием. На рис. 5 представлены окончательные карты сегрегации, рассчитанные по модели для четырех выражений. Благодаря применению двух последо- вательных процессов перемешивания по высоте слитка можно зафиксировать две основные модели сегрегации. Кроме того, имеется две обедненные полосы, появившиеся в результате маркировки ван- ны. Обогащенная область на вершине слитка обра- зовалась в результате затвердевания последней жидкометаллической ванны. Средняя концентра- ция олова в жидкой ванне возросла с увеличением слитка, поскольку коэффициент его распределения меньше единицы. Если тепловая и концентрационная конвекции не учитываются (1), модель прогнозирует обогаще- ние олова в центральной зоне слитка независимо от способа перемешивания. Фактически центробеж- ная сила благодаря наклонному потоку является превалирующей и генерирует поток против часовой стрелки. Следовательно, жидкость, обогащенная оловом, собирается на дне жидкометаллической ванны и в полужидкой зоне, вызывая положитель- ную сегрегацию у оси. Переменное перемешивание приводит к более слабой радиальной макросегре- гации, чем однонаправленное. В обоих способах перемешивания учет тепловой конвекции (1) незначительно увеличивает радиаль- Рис. 5. Карта распределения сегрегации в слитке ВДП из Zirca- loy 4 для четырех изученных случаев (1—4) 58 ную макросегрегацию центральной части слитка, поскольку тепловая конвекция усиливает центро- бежную силу. В полужидкой зоне получаем более интенсивное движение, которое способствует тран- спортированию большего количества обогащенной жидкости к центральной линии. Влияние концентрационной конвекции на цент- ральную линию макросегрегации можно обнару- жить на рис. 5, 3, 4. На рис. 5, 3 радиальная сегре- гация, прилегающая к центральной линии, значи- тельно усиливается из-за действия всех объемных сил. И наоборот, на рис. 5, 4 концентрационная конвекция является противодействующей и обрат- ной потоку в полужидкой зоне на дне ванны. Поток, направленный против часовой стрелки в полужид- кой зоне, сокращает сегрегацию в центральной об- ласти. Если перемешивание переменное (нижняя половина слитка), концентрация олова примерно одинакова, тогда как постоянное перемешивание (верхняя половина слитка) приводит к положитель- ной зоне сегрегации, расположенной у r/R ~ 0,25 (R – радиус слитка). Эта полоса формируется из- за небольшого потока против часовой стрелки, вы- званного концентрационной конвекцией, которая уносит жидкость, обогащенную оловом, от центра в радиальном направлении к периферии. Шаблоны сегрегации олова, которые прогнози- рует модель, четко демонстрируют, что тепловая и концентрационная конвекции влияют на макросег- регацию только в центральной области. Химичес- кий анализ показал, что содержание олова постоян- но увеличивается во внутренней части слитка. Срав- нение с прогнозом модели показывает, что такое поведение характерно для выражения (4), где учи- тываются тепловая и концентрационная конвекции, а βS Sn > 0. Это свидетельствует о том, что поток, направленный вверх и приводимый в действие яв- лением концентрационной конвекции, частично от- вечает за макросегрегацию в слитках ВДП из Zirca- loy 4. Во внешней части, где превалирует центро- бежная сила, модель и экспериментальные резуль- таты находятся в хорошем соответствии. 1. Choudhury A. Vacuum Metallurgy // A.S.M. Int., 1990. 2. Hoyle G. Electroslag Processes // Principles and Practice. Applied Science Publishers Ltd. – 1983. 3. Jardy A., Hans S., Ablitzer D. // Proc. MCWASP-VII, TMS. – 1995. – P. 205. 4. Quatravaux T. et al. // J. of Materials Science. – 2004. – 39. P. 7183. 5. Jardy A., Hans S. // Proc. MCWASP-XI, TMS. – 2006. – P. 953. 6. Weber W. et al. // Metall. Trans. B. – 2009. – 40B. – P. 271. 7. Jardy A., Ablitzer D. // The Paton Welding J. – 2008. – № 11. – P. 153. 8. Kelkar K.M., Patankar S.V., Mitchell A. // Proc. LMPC. – 2005. – ASM Int. – P. 137. 9. Kharicha A. et al. // Ibid. – 2009. – TMS. – P. 235. 10. Patel A.D. // Ibid. – 2011. – SF2M. – P. 49. 11. Krane M.J.M. et al. // Ibid. – 2011. – SF2M. – P. 65. 12. Kharicha A. et al. // CFD Modeling and Simulation of Materials Processing. – 2012. – Wiley/TMS. – P. 139. 13. Li B., Wang F., Tsukihashi F. // ISIJ International. – 2012. – 52. – P. 1289. 14. Jardy A., Ablitzer D., Wadier J.F. // Metall. Trans. B. – 1991. – 22B. – P. 111. 15. Hernandez-Morales B., Mitchell A. // Ironmaking and Steelmaking. – 1999. – 26. – P. 423. 16. Mitchell A. // Materials Science and Engineering A. – 2005. – 413—414. – P. 10. 17. Kharicha A. et al. // Proc. LMPC. – 2007. – SF2M. – P. 113. 18. Dilawari A.H., Szekely J. // Metall. Trans. B. – 1977. – 8B. – P. 227. 19. Zanner F.J. // Metall. Trans. B. – 1979. – 10B. – P. 133. 20. Chapelle P. et al. // High Temperature Materials Proces- sing. – 2000. – 4. P. 493. 21. Ward R.M., Jacobs M.H. // J. of Materials Science. – 2004. – 39. – P. 7135. 22. Ward R.M., Daniel B., Siddall R.J. // Proc. LMPC. – 2005. – ASM Int. – P. 49. 23. Yuan L. et al. // Int. J. of Modern Physics B. – 2009. – 23. – P. 1584. 24. Jardy A., Ablitzer D. // Rare Met. Mat. Eng. – 2006. – 35. – P. 119. 25. Venkatesh V. et al. // J. Miner. Met. Mater. Soc. – 2009. – 61. – P. 45. 26. Wang C.Y., Beckermann C. // Metall. Trans. A. – 1996. – 27 A. – P. 2754. 27. Zaloznik M., Combeau H. // Comput. Mater. Sci. – 2010. – 48. – P. 1. Numerical simulation of remelting processes allows correlating local solidification conditions and working parameters of the process. Recent research is considered, aimed at development of individual aspects, for instance, distribution of alternating current in ESR of steels and super alloys, aggregate motion of the arc in ESR furnace, and influence of electromagnetic stirring on macrosegregation in remelted ingots. Ref. 27, Table 1, Figures 5. K e y w o r d s : ingot; remelting; numerical simulation; metal pool; segregation; arc; electric current distribution Поступила 09.10.2013 59

Численное моделирование и экспериментальные исследования процессов переплава

Репозитарії

Схожі ресурси