CC BY
65
УДК 621.74.047
О ВЛИЯНИИ КОНВЕКТИВНЫХ ПОТОКОВ РАСПЛАВА НА ЗАТВЕРДЕВАНИЕ ОТЛИВКИ ПРИ ГОРИЗОНТАЛЬНОМ НЕПРЕРЫВНОМ ЛИТЬЕ
Канд. техн. наук, доц. ДЕМЧЕНКО Е. Б.
Белорусский национальный технический университет
Известно, что при горизонтальном непрерывном литье в процессе формирования отливки в верхней зоне кристаллизатора образуется более тонкая корка затвердевшего расплава, чем в нижней. Основными причинами возникновения такого явления считаются усадка отливки и конвективные потоки расплава [1-4].
При усадке отливка прижимается к нижней зоне кристаллизатора, образуя вверху газовый зазор. Конвективные потоки действуют в кристаллизаторе при поступлении более горячего расплава из металлоприемника в процессе вытяжки отливки и омывают корку в верхней зоне. Теплоотвод в верхней зоне и скорость затвердевания снижаются, корка перегревается и подплавляется. Фронт затвердевания становится несимметричен относительно оси вытяжки отливки, возникают явления запаздывания затвердевания корки в верхней зоне и смещения теплового центра отливки относительно геометрического [4]. В результате увеличивается вероятность прорывов корки расплавом на выходе из кристаллизатора.
Влияние усадки отливки исследовано достаточно полно [5]. Воздействие конвективного движения расплава можно оценить следующим образом.
Сформулируем задачу о тепловом состоянии твердой корки. Тепловой баланс на границе между расплавом и коркой запишем в форме Стефана
РГ^Т = (z't) - ^ (z't) at
(1)
Ш0, г, г] = ТКр;
Е(0)] = 0; Т(х, г, 0) = ТКр, где ц 1„ (г, г) - удельный тепловой поток, отводимый через корку; ц'(г, г) - то же со стороны расплава; г - удельная теплота кристаллизации; р - плотность расплава.
Уравнение (1) позволяет определить условие вероятности оплавления корки: корка будет
(2)
оплавляться при — < 0, т. е.
йг
Цп (г, г) < Ц' ( г, г). й Е
Иначе при — > 0 будет происходить ее &
рост.
Удельный тепловой поток со стороны расплава ц'(г, г) найдем с помощью критериальных зависимостей теории подобия.
Теплообмен при вынужденной конвекции расплава (Рг < 1) в случае ламинарного режима движения описывается уравнением [6]
1 /3 ^ т! / 2
Nu = 1,1[(1 - Pr) Pe]
(3)
при граничных условиях:
где Nu = Ц (г, г)й - критерий Нуссельта; й' = А'ЛТ
= й - 2Е, - эффективный диаметр жидкой фазы; й - диаметр отливки; ЛТ = Тзал - Ткр - темпера-
„ V '
тура перегрева расплава; Рг = — - критерий
а'
Прандтля; Ре = Ю & - критерий Пекле. а'
Конкретизируем условия для решения поставленной задачи. Для этого воспользуемся
Наука и эхника, № 3, 2012
результатами [7], где рассматривается затвердевание сплошной цилиндрической отливки й = 0,1 м из чугуна. Здесь толщина корки на выходе из кристаллизатора Ъ = 8-13 мм. Значения коэффициентов теплопроводности, кинематической вязкости и температуропроводности вблизи температур кристаллизации изменяются в узких интервалах: X' = 29-35 Вт/(мК); V' = (0,8-1,1)-10-6 м2/с; а' = (4,0-4,6)-10-6 м2/с, Поэтому выберем их средние величины. Удельный тепловой поток, отводимый через корку q\п(г, 0, примем равным удельному тепловому потоку в кристаллизаторе q 2п (г, ¿). Теплопередачей вдоль оси отливки пренебрегаем.
Раскроем выражение (3) и решим его относительно q'(z, ¿). После несложных вычислений и подстановок условие вероятности оплавления корки (2) для ламинарного режима движения расплава примет вид
режима движения воспользуемся формулой, взятой из [8]:
«крит > q2n (Z° - 0,092. крит 34783AT
(6)
q2n(z, t) < 57553«1/2AT.
(4)
Это соотношение дает возможность вычислить критическую скорость потоков юкрит, достаточную для начала оплавления корки:
«крит >3,02• 10-
q2n(z, t) AT
(5)
Для расчета юкрит в случае турбулентного
Формулы (5) и (6) позволяют вычислить критические скорости конвективных потоков по результатам исследования теплового режима кристаллизатора. Для этого воспользуемся данными [7]. Приближенные к реальным условиям скорости потоков можно определить методом гидротепловой аналогии [9, 10]. Сравнение расчетных и действительных скоростей потоков даст ответ на вопрос, оплавляется корка или нет.
Картину конвективного движения расплава вдоль фронта затвердевания изучали с помощью модельной установки (рис. 1, табл. 1). В процессе моделирования металлоприемник заполняли водой (Тв = 8-12 °С) до уровня йм,тт. Затем осуществляли доливку горячей подкрашенной воды (Тв = 55-60 °С). Объем доливаемой воды соответствовал объему, необходимому для заполнения металлоприемника до уровня Нм,тах. Для имитации вытяжки отливки воду периодически в соответствии со временем движения ¿мдв цикла вытяжки (¿ц = tШЛв + ^,ост) сливали через выпускное устройство. Объем сливаемой воды соответствовал объему отливки, вытянутой за один шаг движения АН. Скорости
' 5
Вид А| Вид Б
Рис. 1. а - общий вид; б - схема модельной установки: 1 - металлоприемник; 2 - кристаллизатор; 3 - выпускное устройство; 4 - разделительное устройство; 5 - термопара
12
■ Наука ит эхника, № 3, 2012
конвективных потоков измеряли в зонах 1-1У. Для более удобного восприятия материала все экспериментальные значения скоростей пото-
Таблица 1
Параметры моделирования
Параметр Размер, м
Натуры Модели
Кристаллизатор
Диаметр D 0,1000 ам 0,0660
Длина 1охл 0,2000 1м 0,1320
Длина хвостовика 1об 0,1400 1м,хв 0,0920
Металлоприемник
Длина L 0,6000 Lм 0,3960
Ширина В 0,5000 Вм 0,3300
Высота Н 0,8000 Нм 0,5280
Уровень расплава
Максимальный h "max 0,6000 h 0,3960
Минимальный h "mm 0,2500 h 0,1670
Масштаб времени Ml 0,8100
Масштаб расхода вн 0,0118 вм 0,0047
Исследования движения конвективных потоков провели при следующих параметрах вытяжки отливки: ^ср = 0,26 м/мин; гдв = 3 с; гост = 6 с; Лк = = 0,04 м. В результате моделирования установлено, что в процессе вытяжки горячий расплав из металлоприемника втягивался в кристаллизатор, создавая потоки, движущиеся вдоль верхней области фронта затвердевания (рис. 2).
J I 'I ПИ
|Наук.
ков юм пересчитаны на действительные значения юн согласно масштабам моделирования.
Рис. 2. а - характер движения конвективных потоков в кристаллизаторе; б - схема движения потоков
Более холодный расплав вытеснялся в нижнюю область кристаллизатора (рис. 2а). Образовавшиеся круговые потоки изменяли направление движения на противоположное и выходили в металлоприемник (рис. 2б).
Измерения в различных зонах кристаллизатора показали (рис. 3), что максимальная скорость потоков имела место в верхней области фронта затвердевания (точки 1) в зоне I: юн = = 0,022 м/с. По мере продвижения потоков за пределы кристаллизатора скорость уменьшалась до юн = 0,020 м/с (зона IV). В нижней области кристаллизатора (точки 5) скорость потоков меньше: юн = 0,018 м/с в зоне IV и юн = = 0,014 м/с в зоне I. В средней области (точки 2, 3, 4) скорость составила юн = 0,015-0,019 м/с.
и эхника, № 3, 2012
-0,025х
Рис. 3. Эпюры скоростей конвективных потоков: 1, 2 - верх; 3 - средняя зона; 4, 5 - низ
Моделирование показало, что в процессе литья в момент вытяжки отливки в системе «металлоприемник - кристаллизатор» периодически возникает вынужденное конвективное движение расплава. Оно обусловлено взаимодействием более горячего расплава, поступающего из металлоприемника, и расплава в кристаллизаторе. Наиболее интенсивное движение потоков имеет место в верхней зоне затвердевания. Их интенсивность зависит не только от градиента температур в системе, но и от объема
13
а
б
l
м,охл
м
поступающего в кристаллизатор расплава, режима вытяжки отливки и высоты проходного сечения кристаллизатора [11, 12].
Изменить такой весьма нежелательный характер движения потоков можно с помощью разделительного устройства [13]. Оно представляет собой заглушку, «пробку», которая имеет в нижней части отверстия для пропуска расплава (рис. 1). Расплав поступает в кристаллизатор через отверстия только в нижнюю зону отливки и только в момент вытяжки отливки.
В этом случае движение потоков изучали при следующих параметрах литья: ^ср = 0,3 м/мин; tдв = 3 с; tосT = 6 с; АН = 0,045 м. Исследования показали, что конвективные потоки, поступавшие из отверстия разделительного устройства, имели форму компактной горизонтальной струи (рис. 4).
31 №м
Рис. 4. а - характер движения конвективных потоков в кристаллизаторе; б - схема движения потоков (с использованием разделительного устройства)
Движение потоков к фронту затвердевания направлено вдоль нижней образующей кристаллизатора. Поскольку полость отливки представляет собой замкнутое пространство,
14
интенсивность движения горячих потоков резко замедлялась из-за сопротивления более холодных потоков. В зонах I и II струя раскрывалась, и отделившиеся потоки, имеющие более высокую температуру, двигались в верхнюю зону затвердевания. Образовывалось слабо выраженное круговое движение потоков относительно горячей струи. В серединных частях отливки интенсивность потоков снижалась, а в верхней области кристаллизатора угасала. В зону выхода отливки из кристаллизатора (зона IV) потоки практически не проникали.
Результаты измерения скоростей конвективных потоков показали следующее. При вытяжке отливки в месте истечения расплава из меньшего (по отношению к диаметру кристаллизатора) отверстия разделительного устройства скорость потока была очень высока юн = = 0,28 м/с (рис. 4), что явилось следствием всасывания расплава. По мере движения потоков к фронту затвердевания их скорость из-за сопротивления холодного расплава быстро падала: в нижней области кристаллизатора (рис. 5, точки 4, 5) в зоне I - юн = 0,059 м/с, в зоне III -юн = 0,010 м/с. В верхней области кристаллизатора скорость потоков еще больше снижалась с юн = 0,008 м/с (зона I) до минимальных значений юн = 0,002 м/с (зона III, точки 1, 2). В серединных частях отливки и в зоне IV направление движения потоков менялось на обратное. Интенсивность незначительна: юн = 0,001-0,004 м/с (точки 1-3).
Моделирование показало, что использование разделительного устройства приводит к возникновению вынужденного конвективного движения расплава в жидкой лунке отливки. Причиной этого является всасывание расплава в полость кристаллизатора при вытяжке отливки. Интенсивность движения потоков зависит от режима вытяжки отливки. Чем больше время вытяжки /да, тем большее количество расплава поступает в кристаллизатор и тем интенсивнее движение потоков.
В рассмотренных случаях моделирования вынужденная конвекция расплава вдоль фронта затвердевания носит преимущественно ламинарный характер (Re < 2000). Число Рейнольд-са для скоростей потоков юн = 0,014-0,022 м/с при обычном способе литья составляет Re =
■ Наука ит гхника, № 3, 2012
а
= 780-1650, а в случае использования разделительного устройства для юн = 0,002-0,060 м/с -Re = 150-4500. Турбулентный режим течения расплава наблюдался только в зоне I в нижней области кристаллизатора (рис. 5, точка 5), где происходит формирование начальной корки отливки. Тем не менее незначительная турбулентность в этой зоне не оказывает существенного влияния на затвердевание отливки и стабильность литья из-за ее удаленности от зоны выхода отливки из кристаллизатора.
II зона
I зона 0 06 ю, м/с
ю, м/с
III зона! „ ю, м/с 0,06 т
IV зона 006 . ю, м/с
0,02
Ж-Ж-*
1 2 -0,02 3
4
N
0,02 -
>ie
5 1
-0,06 х
2 -0,023
-0,06 -
-Ж
Рис. 5. Эпюры скоростей конвективных потоков (с разделительным устройством): 1, 2 - верх; 3 - средняя зона; 4, 5 - низ
Расчеты критических скоростей потоков (5), (6) и сравнение с экспериментом показали, что наиболее уязвимым местом в системе «ме-таллоприемник - кристаллизатор», подверженным активному влиянию вынужденной конвекции, является верхняя зона кристаллизатора (рис. 6а). Интенсивность потоков определяется режимом вытяжки отливки, а также разностью температур в системе.
Рис. 6. Экспериментальные юн (1, 3) и расчетные
0,06 0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 0,00
" I 1
1 1 1 1 II
1 1 Я ' iii|
0,022 0,0 21 1 0,020
ф.0,0 1 \ я 0,0 2 06 1 1 1
0,008 0 003 [> 0,004
и 0,0 59
i! з|
0,045 II /iii|
5 1 0,020 / ! 0016
0,014 oV к/ .0,01
1 -1 1 0,013 0,008 1
10 20 30 40 0 10 20 30 40
Наука и эхника, № 3, 2012
критические юнкрит (2) скорости потоков: а - верхняя; б - нижняя зоны; □ - обычный способ;
О - с разделительным устройством
Однако, несмотря на то, что вынужденная конвекция носит кратковременный характер, именно в этот период степень влияния потоков достаточна для оплавления корки по всему фронту затвердевания. Скорости потоков юн в этот момент в верхней и нижней областях кристаллизатора (зоны П-Ш) выше критических скоростей юн,крит в соответствующих зонах. Исключение имеет место лишь в зоне I, где скорости потоков юн меньше критических юн,крит и оплавления корки не происходит.
При использовании разделительного устройства влияние конвективного движения расплава на процесс формирования отливки резко меняется. Оплавление корки полностью отсутствует в верхней области кристаллизатора во всех зонах (рис. 6а), что весьма важно. Именно в верхней области кристаллизатора концентрация горячего расплава при обычном литье всегда выше, чем в нижней. А это является основной причиной подплавления корки, нарушения стабильности литья и возникновения прорывов расплава на выходе отливки из кристаллизатора.
В нижней области кристаллизатора как при обычном литье, так и в случае использования разделительного устройства в зонах 1-111 наблюдается незначительное оплавление корки (рис. 6б). Причиной этого являются потоки выходящего в металлоприемник более холодного расплава кристаллизатора (обычный способ литья) и достаточно мощный поток расплава (юн = 0,28 м/с), истекающий из отверстия разделительного устройства. Однако существенного влияния на ход процесса затвердевания отливки в целом потоки не оказывают ввиду незначительного различия экспериментальных юн и критических юн,крит скоростей и удаленности от зоны выхода отливки из кристаллизатора.
В Ы В О Д Ы
1. Предложена методика оценки влияния конвективных потоков расплава на затвердевание отливки при горизонтальном непрерывном литье. Основанная на результатах исследования
4
5
0
теплового режима кристаллизатора, она позволяет рассчитать критические скорости потоков, достаточные для начала оплавления корки.
2. В результате исследования процесса формирования отливки методом гидротепловой аналогии удалось выявить картину конвективного движения расплава вдоль фронта затвердевания и определить реальные скорости потоков.
3. Сравнение расчетных и действительных скоростей потоков позволило определить зоны фронта затвердевания, подверженные оплавлению. Показано, что наиболее уязвимым местом в системе «металлоприемник - кристаллизатор», подверженным активному оплавлению, является верхняя зона кристаллизатора.
4. Установлено, что использование в процессе горизонтального литья разделительного устройства в значительной степени снижает влияние конвективных потоков расплава на затвердевание отливки. Оплавление корки полностью отсутствует в верхней области кристаллизатора во всех зонах, что весьма важно с точки зрения стабильности процесса.
Л И Т Е Р А Т У Р А
1. Thomson, R. Closed-heard continuous casting. Part II. Mould billet interactions / R. Thomson, E. Ellwood // British Foundryman. - 1972. - Vol. 65, No. 5. - Р. 186-197.
2. Вяткин, И. П. Анализ особенностей горизонтального непрерывного литья магния / И. П. Вяткин, М. В. Чух-ров // Цветные металлы. - 1976. - № 12. - С. 43-45.
3. Шатагин, О. А. Горизонтальное непрерывное литье цветных металлов и сплавов / О. А. Шатагин, В. Т. Сладко-штеев. - М.: Металлургия, 1974. - 176 с.
4. Исследование кинетики смещения теплового центра при горизонтальной непрерывной разливке / Л. И. Белякова [и др.] // Черная металлургия... Известия вузов. -1979. - № 9. - С. 41-44.
5. Непрерывное литье чугуна / О. А. Баранов [и др.]. -М.: Металлургия, 1968. - 335 с.
6. Жидкометаллические теплоносители / В. М. Бо-рищанский [и др.]. - М.: Атомиздат, 1976. - 328 с.
7. Демченко, Е. Б. Кинетика затвердевания отливки при горизонтальном непрерывном литье / Е. Б. Демченко // Литье и металлургия. - 2005. - № 3. - С. 28-32.
8. Демченко, Е. Б. Исследование гидродинамики расплава в кристаллизаторе при вертикальном непрерывном литье / Е. Б. Демченко, Е. И. Марукович // Литье и металлургия. - 2006. - № 4. - С. 77-81.
9. Афанасьева, К. И. Моделирование разливки непрерывного литья / К. И. Афанасьева, Г. П. Иванцов // Сталь. - 1958. - № 7. - С. 599-603.
10. Акименко, А. Д. Особенности исследования процессов разливки жидких металлов на водяных моделях / А. Д. Акименко, А. А. Скворцов // Теплообмен между отливкой и формой. - 1967. - Вып. 1. - С. 42-43.
11. Влияние термоконвекции на стабильность горизонтального непрерывного литья / В. И. Тутов [и др.] // Литейное производство. - 1987. - № 1. - С. 21-22.
12. Стабилизация процесса горизонтального непрерывного литья / В. И. Тутов [и др.] // Металлургия. - 1986. -Вып. 20. - С. 70-72.
13. Устройство для горизонтального непрерывного литья заготовок сплошного сечения: пат. Респ. Беларусь № 13981 / С1 В22Б 11/045, 2011 // Е. И. Марукович, Е. Б. Демченко.
Поступила 25.07.2011
■ Наука ит эхника, № 3, 2012
