Продолжение...

На рис.15 ¸ 20 сопоставлены условия прогрева изложницы и поддона толщиной 40 мм при заливке сталью 20Н3ДМА с температурой 1600 0С при различных режимах заливки изложницы (на момент 13, 17 и 20 с после начала заливки). Данные, приведённые на рис.15 ¸ 20, показывают, что при повышении скорости падения струи происходит соответственное уменьшение интенсивности термического и механического воздействия струи на поддон, что приводит к взаимной компенсации влияния этих факторов, вследствие чего эрозия поддона (рис.21) слабо зависит от возможного изменения таких параметров заливки, как напор в ковше (120 ¸ 170мм), диаметр стопорного стакана (40 ¸ 60мм) и изменение высоты ковша над изложницей (5 ¸ 50мм).

Рис. 15  Распределение  температуры  по  вертикальной  оси  поддона  и  изложницы ------------------ Рис. 16  Распределение  температуры  по  вертикальной  оси  поддона  и  изложницы

Рис. 17  Распределение  температуры  по  вертикальной  оси  поддона  и  изложницы -------------------------------Рис. 18  Распределение  температуры  по  вертикальной  оси  поддона  и  изложницы

Рис. 19  Распределение  температуры  по  вертикальной  оси  поддона  и  изложницы -------------------------------Рис. 20  Распределение  температуры  по  вертикальной  оси  поддона  и  изложницы

Рис. 21  Влияние параметров гидравлического режима заливки на эрозию поддона

Некоторое снижение эрозии может быть получено при наличии эффективно действующей промежуточной воронки, однако это влияние весьма незначительное и позитивная роль промежуточной воронки скорее не в уменьшении напора, а в стабилизации направления падающей струи, при условии, что устройство воронки обеспечивает отсутствие разбрызгивания струи. Учитывая, что скорость падающей струи зависит от высоты её падения, следует поддерживать малую высоту ковша над изложницей и по возможности использовать промежуточную воронку надлежащей конструкции для снижения динамического напора и стабилизации струи, вытекающей из ковша. На начальном этапе заполнения изложницы целесообразно вести заливку полной струей (без торможения), чтобы обеспечить по возможности скорое повышение уровня металла.

На рис.22 ¸ 27 дана сравнительная характеристика условий эрозии поддона при заливке различных марок стали, отличающихся (см. табл.) как по температуре ликвидуса (1485 ¸ 1515 оС), так и по температурному интервалу затвердевания (28 ¸ 62 град) и теплоте кристаллизации (1930 ¸ 2050 КДж/м3К).

Рис.22   Влияние температуры заливки на распределение температуры по вертикальной оси  поддона и изложницы --------------- Рис.23   Влияние температуры заливки на распределение температуры по вертикальной оси поддона и изложницы

Рис.24   Влияние толщины поддона на распределение температуры по вертикальной оси поддона и изложницы --------------- Рис.25   Распределение температуры по вертикальной оси  поддона и изложницы при постоянной ТЗАЛ  для сталей разных марок

Сопоставление данных по нагреву поддона и изложницы при заливке ряда сталей с постоянной температурой заливки (рис.25) показывает, что имеет место существенное различие в интенсивности эрозии поддона: наиболее устойчивой против эрозии из представленных марок является сталь 08ГДНФЛ, в то время как сталь 40ХН2 отличается заметно большей склонностью к эрозии.

Рис.26   Распределение температуры по вертикальной оси поддона и изложницы при постоянном перегреве для сталей разных марок --------------- Рис.27   Зависимость эрозии поддона от марки стали при постоянном перегреве и ТЗАЛ

Дополнительное исследование эрозии при неизменной величине перегрева над температурой ликвидуса (рис.16 ¸ 17) показывает, что при этом не выявляется существенного различия между сталями разных марок. Это даёт основание сделать вывод, что различие в поведении сталей, отмеченное на рис.15, связано с разным значением температуры ликвидуса: наиболее высоким у стали 08ГДНФЛ и минимальным из представленных - у стали 40ХН2.

Рис.28  Распределение температуры по вертикальной оси  поддона и изложницы для стали 20Н3ДМА  в зависимости от  марки стали поддонаКроме этого, как показывает серия расчётов, использование в качестве поддона стали 10Л с повышенной температурой ликвидуса (Тлик=15150С) по отношению к стали поддона 30Л (Тлик=14950С) и к заливаемой стали 20Н3ДМА (Тлик=14970С) ведёт к уменьшению эрозии поддона (рис.28), что связано с уменьшением перегрева расплава, размывающего поверхность поддона. Таким образом, этот факт выявляет двойственную роль перегрева: увеличение перегрева над ликвидусом заливаемой стали способствует сокращению скорости нарастания корки, а повышение перегрева над ликвидусом материала поддона усиливает его эрозию (при отсутствии корки).

Интенсивность циркуляции и температура охлаждающей воды в пределах их возможных изменений в условиях рассматриваемой технологии литья слитков в водоохлаждаемую тонкостенную изложницу практически не оказывает влияния на характер теплоотвода, поскольку решающую роль играет процесс пристеночного кипения воды в узком слое жидкости, скорость движения которого всецело определяется условиями всплывания образующихся пузырей в большом объёме охладительного бака, а температура соответствует постоянной температуре кипения. Подача охлаждающей воды с расходом порядка 25 м3/час и ее нагрев до 50 ¸ 60 оС не способны повлиять на локальные условия кипения в пристеночном слое жидкости. Определенное значение может иметь только концентрированная подача водяной струи непосредственно под днище изложницы, где условия циркуляции воды и всплывания пузырей менее благоприятные, чем у боковой поверхности изложницы, при этом скорость и расход струи должны быть достаточными для эффективного воздействия на характер кипения жидкости.

Представленные данные позволяют сделать ряд важных выводов:

· наиболее ответственным этапом заливки стали в водоохлаждаемые изложницы является заполнение нижней части, когда скорость падения струи является максимальной и струя непосредственно воздействует на поверхность поддона в силу малой глубины залитого слоя металла; на последующих этапах высота падения струи уменьшается и возрастает толщина слоя, предохраняющего поддон от эрозии;

· на начальном этапе заливки преобладает прогрев поддона, теплоотвода через стенку изложницы в охлаждающую воду;

· возможность появления эрозии поддона определяется соотношением скорости нарастания корки под влиянием теплоотвода и скорости оплавления и размыва корки струей притекающего расплава;

· из большого числа факторов, влияющих на образование и эрозию корки, наиболее важными факторами, определяющими кинетику изменения толщины корки, являются толщина поддона и перегрев металла относительно температуры ликвидуса, а также скорость струи, воздействующей на поверхность поддона;

· для обеспечения устойчивой и безопасной технологи и литья 5-тонных слитков в тонкостенную водоохлаждаемую изложницу с параметрами, отвечающими условиям заливочного стенда Севмашпредприятия (см. Инструкцию № 92.48.3631.021), необходимо иметь:

Ш толщину поддона не менее 40 мм;

Ш перегрев стали при заливке не выше 65¸ 70 град;

Ш при установке поддона зазор между поддоном и изложницей не более 3¸ 5 мм;

Ш минимальную высоту ковша над изложницей или промежуточную воронку для стабилизации условий заливки.

 

Литература

  1. Голод В.М. Теория литейных процессов. Л., ЛПИ, 1988.
  2. Галенко П.К., Голод В.М. и др. Гидравлическое и численное моделирование заливки стали.- Сб. Интенсификация технологических процессов в литейном производстве.- Барнаул, 1988.
  3. Зуев М.В., Голод В.М. Программный комплекс Cimatron-POLYCAST для моделирования литейной технологии. – Сб. Перспективные CAD/CAM/CAE технологии в высшей школе. – Казань, КГТУ им. Туполева, 1997.
  4. Тепло- и массообмен. Теплотехнический эксперимент. – Справочник // Справочная серия “Теплотехника и теплоэнергетика”. М., Энергоиздат, 1982.
  5. Голод В.М., Корнюшкин О.А. Теория литейной формы. Механика и теплофизика. - С.- Петербург, СПбГТУ, 2001.
  6. Баландин Г.Ф. Основы теории формирования отливки, ч.2.- М., Машиностроение, 1987.
  7. Баландин Г.Ф. Литье намораживанием. – М., Машиностроение, 1987.
  8. Савельев К.Д., Голод В.М. Моделирование процессов и объектов в металлургии. Термо- динамическое моделирование многокомпонентных литейных сплавов на основе железа. – С.-Петербург, СПбГТУ, 2001.
  9. Голод В.М. и др. Интегрированная САПР литейной технологии литейного завода КАМАЗ. – Литейное производство, 1994, № 10-11.

 

1 2 3 4
Hosted by uCoz