CC BY
57
аноді
П катод .
( \ ^
\ і )\]
аноді
Рис. 2. Схематечения расплава в меридиональной плоскости ф=0° (180°) при разном расположении электродов: а-1 и 3 варианты; б - 2 вариант; в, г - 4 вариант
венно выражены при значительном смещении катода от оси ванны. Если диаметры анода и катода равны (с1а& ¿4), расплав движется вдоль осей анода и катода, при этом происходит образование двух разнонаправленных замкнутых потоков между катодом и анодом и анодом и боковой стенкой ванны (рис. 2, в). При подключении анода большего диаметра (ёа >> ёк), как и в предыдущем случае, расплав движется вдоль осей электродов от анода к катоду, но наблюдается один замкнутый контур (рис. 2, г).
Выводы. Посредством физического моделирования исследован характер электровихревого течения расплава на свободной поверхности ванны и в меридиональной плоскости (проходящей через ось ванны и ось подового электрода) ДППГ при изменении положении катода с одним и двумя подовыми электродами при прохождении через них одинаковых токов.
При установке одного асимметрично расположенного электрода возникают интенсивные течения в области, расположенной между электродами, однако при этом наблюдаются и слабо перемешивающиеся зоны в областях, удаленных от осей ванны и подового электрода. При размещении двух АРПЭ в движение вовлекаются большие объемы ванны, размеры застойных зон уменьшаются, что приводит к лучшему перемешиванию металлургической ванны.
Установлено, что характер ЭВТ в значительной степени зависит от места установки катода и количества подовых электродов. Получено, что при значительном смещении катода от оси симметрии ванны распределение ОЭМС происходит по всей меридиональной плоскости как при подключении одного анода, так и двух. Наличие двух подовых электродов позволяет минимизировать застойные зоны и улучшить условия перемешивания расплава. При смещении катода от оси ванны величина ОЭМС значительно меньше, чем при его размещении по оси ванны. Но для переноса результатов на реальную печь требуются дополнительные исследования для определения оптимального расположения катода для предотвращения избыточного излучения на боковые стенки печи.
Список литературы
Пат. 2104450 РФ, МКИ7 F27B 3/08, С22В 9/21. Способ электроплавки и дуговая печь для его осуществления / B.C. Малиновский (РФ).
Паг. 2190815 РФ, МКИ7 F27 D 3/08, C21C 5/52. Дуговая сталеплавильная печь постоянного тока / А.Н. Макаров, РА. Макаров (РФ).
Ячиков И.М., Портнова И.В. Характер течения металла в ванне ДППТ с двумя подовыми электродами // Вестник МГТУ им. Г.И. Носова. 2008. № 3(23). С. 67-69.
List of literature
1.
2.
3.
Pat RU 2104450, MW7 F27B 3/08, C22B 9/21.
Pat RU 2190815 MW7 F27 D 3/08, C21C 5/52.
Jachicov I.M., Portnova I.V. Steel flow pattern of liquid melt at DC arc furnace with two bottom electrodes // Vestnik MSTU named after G.I. Nosov. 2008. № 3(23). P. 67-69.
УДК 621.74.047:621.777.07
Горохов Ю.В., Солопко ИВ., Константинов ПЛ.
ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ УСТАНОВКИ НЕПРЕРЫВНОГО ЛИТЬЯ-ПРЕССОВАНИЯ МЕТАЛЛОВ
Промышленное использование процессов совме- литьем и горячей прокаткой алюминиевых слитков щенного литья-прокатки по сравнению с раздельным обеспечивает на 1 т проката снижения энергозатрат на
300-400 кВт-ч, экономию 15-20 кг алюминия, сокращения удельных капиталовложений в 3-4 раза, трудозатрат в 2-3 раза. Благодаря этим достоинствам методы литья-прокатки в настоящее время являются основными при производстве проката из цветных металлов.
Больший экономический эффект дает использование совмещенного процесса литья и непрерывного прессования металлов в связи с уменьшением энергозатрат, трудоемкости, производственной площади, простоте и гибкости рабочих операций.
В конце прошлого века фирмой Alform Alloys разработан и запатентован совмещенный способ литья и непрерывного прессования. Машина такой конструкции (рис. 1) оснащена системой подачи жидкого металла и разъемным корпусом 1, кольцевой вставкой 2 большего размера по сравнению с установками непрерывного прессования Конформ, которая охватывает всю нижнюю половину колеса 3. Расплав из миксера через литейную насадку 4 попадает в канавку 5 охлаждающегося колеса машины. Быстрое охлаждение металла позволяет получить литую заготовку без ликвации и мелким зерном, что дает высокую пластичность. По мере вращения колеса происходит накопление затвердевшей части металла 6 перед матрицей 7 и его прессование. Этот способ получил название Кастэкс и позволяет получать пресс-изделия с производительностью до 6 т/ч.
Способ непрерывного литья-прессования Кон-форм-Кастекс заключается в непрерывной заливке жидкого алюминия в канавку колеса, в которой происходит его кристаллизация и охлаждение до температуры 450-500°С, приемлемой для осуществления экструдирования алюминиевых сплавов по обычной технологии прессования способом Конформ. Кристаллизация обеспечивается благодаря специальной конструкции водоохлаждаемого инструмента, при
этом должны соблюдаться следующие требования: в начальной стадии прессования металл у поверхности башмака должен находиться в жидкой фазе; процесс должен быть стационарным; движение металла в канавке должно быть ламинарным, в противном случае в центральные слои могут попасть окислы, пузыри и т.д., что влечет за собой появление дефектов. Из всех других способов непрерывного прессования способ Кастекс является самым экономичным [1].
Однако технических данных об этой установке, практических результатов эксплуатации в технической литературе не приводится. Эю связано с определенными трудностями в осуществлении и поддержании стабильного, устойчивого процесса непрерывной кристаллизации жидкого металла и его прессования.
Технологический процесс непрерывного литья-прессования металлов позволяет совместить непрерывную разливку жидкого металла, его кристаллизацию и создание площади контакта затвердевшего металла с калибром, обеспечивающую величину сил контактного трения, необходимую для прессования металла. При этом должно соблюдаться условие полной проработки затвердевшего металла по поперечному сечению контейнера в деформационной зоне. Исходя из вышеизложенного, расчеты геометрических размеров кольцевой канавки и протяженности ее охвата неподвижной вставкой проводится в следующей последовательности:
• определяются оптимальные размеры поперечного сечения кольцевого зазора между калибром колеса и вставкой, обеспечивающие полную проработку металла по высоте и ширине калибра в деформационной зоне;
• рассчитывается протяженность участка кристаллизации жидкого металла;
• рассчитывается протяженность участка для создания сил контактного трения затвердевшей части заготовкис поверхностью канавкиколеса, достаточных для прессования металла в матрицу.
Для проведения опытов по характеру течения металла в деформационной зоне на первом этапе проектирования необходимо задать размеры поперечного сечения контейнера (кольцевого зазора между канав -кой колеса и неподвижной вставкой). Размеры устанавливаются исходя из соотношения ширины и высоты сечения контейнера, при котором поперечное сечение затвердевшей заготовки будет полностью охвачено сдвиговыми деформациями, что обеспечит получение качественного пресс-изделия с минимальными энергозатратами (рис. 2).
Для расчетов поперечного сечения контейнера воспользуемся уравнением, полученным на основе вариационного принципа возможных изменений деформированного состояния металла при скручивании заготовки в контейнере [2]:
_ 2 = 0
Рис. 1. Устройство для непрерывного литья-прессования (Кастекс)
Я1 - Я2
(1)
где Я1 - радиус ручья по поверхности вставки, мм; Я2 - варьируемый параметр, Я0 < Я2 < Я1, мм; Я0 -радиус колеса по дну калибра, мм; /- коэффициент трения; к - высота сечения кольцевой канавки между встав -кой и калибром колеса, мм; Ь - ширина канавки, мм.
Уравнение (1) решается путем подстановки выбранных конструктивно значений Я1 и Ь при фиксированной величине размера Я0 и коэффициента трения /. Варьируя возможные значения параметра Я2, находим такое его значение, при котором равенство (1) выполняется строго. Далее рассчитываем показатель, характеризующий размеры кольцевой канавки
(деформационной зоны) —Ь—, и определяем ее вы-
Я1 - Я
соту, обеспечивающую полную проработку металла при прочих заданных параметрах.
Решение уравнения (1) проводили по стандартной программе MathCad на ЭВМ, задавая следующие значения его членов: Я1 = 45 мм; Ь = 7 мм;/ = 0,4.
В результате получили оптимальные размеры поперченного сечения кольцевой канавки: Ь = 7 мм; к = Я1 - Яо = 6 мм.
Реализация процесса непрерывного литья-пресссования достигается путем подачи в кольцевой зазор между канавкой колеса и вставкой жидкого металла. Поэтому, по сравнению с прессованием монолитной заготовки, зона неполного ее контакта с инструментом отсутствует. Место этой зоны занимает участок, на котором происходит остывание металла от температуры заливки до температуры кристаллизации (солидуса). Протяженность этого участка можно определить, исходя из времени кристаллизации металла и скорости движения колеса.
Для этой цели в работе [3] проведены теоретические расчеты тепловых режимов затвердевания алюминия в кольцевой канавке сечением к*Ь в декартовой системе координат (рис. 3). В результате получены аналитические и графические зависимости времени кристаллизации металла от геометрических и технологических параметров прессования. Математический аппарат вычислений включает решение девяти уравнений теплопроводности. Для предварительных расчетов протяженности зоны кристаллизации алюминиевого сплава АД31 в канавке с размерами поперечного сечения 6^7 мм, являющимися оптимальными для лабораторной установки, целесообразно воспользоваться уравнением регрессии, приведенном в литературе [3]. Данное уравнение, полученное в результате проведения полного факторного эксперимента 24 дляс плава АД 31, имеет вид
т = 0,937Ь1 + 0,182/ - 726(1 +1,32^)/ґг +
7 (2)
+0,002« (1 - Ь1)- 4,1,
(Ь + к)
где Ь1 = -—- усреднение значение вьеоты и ширины канавки, мм; ґК - температура инструмента в момент заливки, °С; іу- температура затвердевания жидкого
металла, °С; а - коэффициент теплообмена, Вт/м2 К.
Исходя из конструктивных размеров лабораторной установки Конформ и охлаждения рабочего инструмента водой, подставим в уравнение (2) следующие значения параметров: Ь1 = 6,5 мм; = 150°С; а =
580 Вт/м2К; 4/ = 650°С.
В результате время кристаллизации жидкого алюминиевого сплава АД31 в кольцевой канавке составит х = 12,21 с.
При величине диаметра колеса по оси кольцевой канавки 84,5 мм и частоте его вращения 2 мин-1 протяженность участка кристаллизации металла определиться по уравнению
т =кд пх/60 3,14*84,5• 2-12,21/60 = 108 мм,
Кр '' К 77 7 '
где Дк - диаметр колеса по продольной оси канавки,
2
контейнераустановки Конформ, образованного канавкой колеса и вставкой:
1 - приводное колесо; 2 - неподвижная вставка; 3 - контейнер
затвердевания слитков прямоугольного сечения
мм; п - частота вращения колеса, мин-1; т - время кристаллизации металла (остывания от температуры заливки до солидуса), с.
В способе непрерывного лить я-прессования, так же как и в способе Конформ, давление прессования создается удельными силами контактного трения между затвердевшей частью заготовки и подвижной поверхностью канавки приводного колеса. Площадь контакта заготовки с инструментом при оптимальных размерах поперечного сечения калибра между канав -кой и неподвижной вставкой зависит от протяженно -сти этой зоны, которая определяется путем составления уравнения баланса мощностей в очаге деформации при непрерывном прессовании Конформ и его решения относительно длины зоны контакта твердой заготовки с инструментом [3].
Ф =
(1,451пц + 0,8) bh
f (2Roh + h2 + Rob)- f2 (Ro + h)b
(3)
участка сопряжения вставки с калибром Ькр + Ь = 108 + 16 = 124 мм, что соответствует центральному углу дуги участка сопряжения вставки с калибром
ф кр +Ф
LKP + L
108 +16
R0 + h/2 39 + 3
=2,952 рад =169 °8'.
где ф - центральный угол, отвечающий дуге контакта твердой части заготовки с калибром, рад; ц -коэффициент вытяжки;/1,/ - коэффициенты трения соответственно по поверхности калйэра и вставки.
Решив уравнение (3) для следующих значений: Ь = 7 мм; Н = 6 мм; Я0= 39 мм; / = /2 = 0,4 мм; ц = 2, получим длину зоны контакта твердой части заготовки с калибром Ь = 16 мм.
Таким образом, из проведенных расчетов определяются размеры калибра колеса: по дну калибра Я0= 39 мм; по вершине калибра Я3 = 50 мм; внутренний радиус вставки Я1= 45 мм. Протяженность
Результаты расчетов использованы при выполнении рабочих чертежей, по которым изготовлен инструмент для лабораторной установки непрерывного литья-прессования металлов.
Список литературы
1. Корнилов В.Н. Непрерывное прессование со сваркой алюминиевых сплавов. Красноярск: Изд-во педагогического института, 1993. 216 с.
2. Расчет параметров деформационной зоны при непрерывном прессовании способом Конформ / Ю.В. Горохов, Н.Н. Загиров, И.Ю. Губанов // Металлы. 2004. № 4. С. 113-116.
3. Непрерывное литье-прессование цветных металлов / Сергеев В.М., Горохов Ю.В., Соболев В.В., Нестеров Н.А. М.: Металлургия, 1990. 85 с.
List of literature
1. Kornilov V.N. Straight-through extrusion with aluminum alloys welding. Krasnoyarsk: teachers training unversity press, 1993. 216 p.
2. The calculation of deformation zone characteristics when applying straight-through extrusion by Conform method / Yu.V. Gorokhov, N.N. Zagirov, I.Yu Gubanov // Metals. 2004. № 4. P. 113-116.
3. Continuous transfer molding of non-ferrous metals / Sergeyev V.M., Gorokhov Yu.V., Sobolev V.V., Nesterov N.A. M.: Metallurgy, 1990. 85 p.
УДК 662.785:669.162.262.3
Сибагатуллин C.K., МайороваТ.В., Чевычелов АВ., Гостенин В. А, Сенькин КВ.
СРАВНЕНИЕ СВОЙСТВ СТАБИЛИЗИРОВАННОГО АГЛОМЕРАТА ОАО «ММК» И ОКАТЫШЕЙ ССГПО
В лабораторных условиях МГТУ оценили прочностные характеристики агломерата ММК и окатышей ССГПО при нагреве до различных температур с выдержкой в течение 30 мин без кокса и в смеси с различной долей кокса. Определяли сопротивление ударным и истирающим нагрузкам, которым подвергается испытываемая проба во вращающейся в вертикальной плос -кости со скоростью 27 об/мин в течение 8 мин в стальной гладкостенной трубе длиной 1000 мм и диаметром в свету 78,5 мм. Показателями служили: сопротивление удару (СУ, выход фракции более 5 мм, %), разрушае-мостъ (Р, выход фракции 0,5-5 мм, %), истираемость (И, выход фракции менее 0,5 мм, %). Результаты нагрева без кокса представлены в табл. 1, а при различных рудных нагрузках - в табл. 2.
Неофлюсованные окатыши ССГПО прочнее и менее разрушаемы, чем стабилизированный агломерат, но имеют более высокую истираемость.
Результаты нагрева до 500°С при различных рудных нагрузках представлены в табл. 2, а до 800°С -в табл. 3.
С повышением рудной нагрузки прочность на удар
Таблица 1
Прочностные свойства стабилизированного агломератаММК и неофлюсованныхокатышей ССГПО при нагревебез коксадо различных температур
Температура, °С Агломерат Окатыши
СУ, % Р, % И, % СУ, % Р, % И, %
20 92,9 5,0 2,1 95,9 1,2 2,9
400 92,6 5,0 2,4 94,7 1,2 4,1
600 93,2 4,7 2,1 95,9 1,2 2,9
800 93,8 3,8 2,4 95,9 0,6 3,5
1000 94,1 3,8 2,1 94,7 1,2 4,1
