Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов

На основе обобщенных опытных данных и результатов математического моделирования предложена расчетная схема для прогнозирования дисперсности гранул и производительности их получения в зависимости от технологических параметров npoцecca центробежного гранулирования....

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Datum:	2008
Hauptverfasser:	Махненко, В.И., Жудра, А.П., Великоиваненко, Е.А., Белый, А.И., Дзыкович, В.И.
Format:	Artikel
Sprache:	Russian
Veröffentlicht:	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2008
Schriftenreihe:	Автоматическая сварка
Schlagworte:	Научно-технический раздел
Online Zugang:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/99901
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:	Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов / В.И. Махненко, А.П. Жудра, Е.А. Великоиваненко, А.И. Белый, В.И. Дзыкович // Автоматическая сварка. — 2008. — № 4 (660). — С. 30-38. — Бібліогр.: 6 назв. — рос.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-99901
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-999012016-05-15T03:02:16Z Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов Махненко, В.И. Жудра, А.П. Великоиваненко, Е.А. Белый, А.И. Дзыкович, В.И. Научно-технический раздел На основе обобщенных опытных данных и результатов математического моделирования предложена расчетная схема для прогнозирования дисперсности гранул и производительности их получения в зависимости от технологических параметров npoцecca центробежного гранулирования. The calculation method based on generalisation of the experimental data and results of mathematical modelling is proposed for prediction of the size of granules and efficiency of their production depending upon the centrifugal granulation process parameters. 2008 Article Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов / В.И. Махненко, А.П. Жудра, Е.А. Великоиваненко, А.И. Белый, В.И. Дзыкович // Автоматическая сварка. — 2008. — № 4 (660). — С. 30-38. — Бібліогр.: 6 назв. — рос. 0005-111X http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/99901 621.791.01 ru Автоматическая сварка 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	Научно-технический раздел Научно-технический раздел
spellingShingle	Научно-технический раздел Научно-технический раздел Махненко, В.И. Жудра, А.П. Великоиваненко, Е.А. Белый, А.И. Дзыкович, В.И. Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов Автоматическая сварка
description	На основе обобщенных опытных данных и результатов математического моделирования предложена расчетная схема для прогнозирования дисперсности гранул и производительности их получения в зависимости от технологических параметров npoцecca центробежного гранулирования.
format	Article
author	Махненко, В.И. Жудра, А.П. Великоиваненко, Е.А. Белый, А.И. Дзыкович, В.И.
author_facet	Махненко, В.И. Жудра, А.П. Великоиваненко, Е.А. Белый, А.И. Дзыкович, В.И.
author_sort	Махненко, В.И.
title	Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов
title_short	Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов
title_full	Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов
title_fullStr	Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов
title_full_unstemmed	Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов
title_sort	прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов
publisher	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
publishDate	2008
topic_facet	Научно-технический раздел
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/99901
citation_txt	Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов / В.И. Махненко, А.П. Жудра, Е.А. Великоиваненко, А.И. Белый, В.И. Дзыкович // Автоматическая сварка. — 2008. — № 4 (660). — С. 30-38. — Бібліогр.: 6 назв. — рос.
series	Автоматическая сварка
work_keys_str_mv	AT mahnenkovi prognozirovaniedispersnostigranuliihproizvoditelʹnostipricentrobežnomraspyleniisplavov AT žudraap prognozirovaniedispersnostigranuliihproizvoditelʹnostipricentrobežnomraspyleniisplavov AT velikoivanenkoea prognozirovaniedispersnostigranuliihproizvoditelʹnostipricentrobežnomraspyleniisplavov AT belyjai prognozirovaniedispersnostigranuliihproizvoditelʹnostipricentrobežnomraspyleniisplavov AT dzykovičvi prognozirovaniedispersnostigranuliihproizvoditelʹnostipricentrobežnomraspyleniisplavov
first_indexed	2025-07-07T10:05:47Z
last_indexed	2025-07-07T10:05:47Z
_version_	1836982207558713344
fulltext	ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ - ----- - ------------ -- '>','1К 621 791 .01 ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ДИСПЕРСНОСТИ ГРАНУЛ И ИХ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ПРИ ЦЕНТРОБЕЖНОМ РАСПЫЛЕНИИ СПЛАВОВ Ак. t ·~1ик НАН Украины В. И . i\IЛXllEHr,O, А. П. ЖУДРА, 1<аr1д . тех н. наук , Е. Л. ВЕЛИКОИВАВЕНКО, канд. фнз.-мат. наук, А. И. БЕ.'1ЫЙ. канд. техн. наук, В . И . ДЗЫКОВПЧ, инж. (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины) На основе обобщенных опытных данных и результатов мат'матического модсjшрования предложен:~ расчснщя ·хема .JЛ Я прогно ·н~ро вания дисперсности гранул и про извоюпсльности их получения в завнсшюст11 от ~~х1ю ло1 ·нческих параметров npouecca нс11тробежного rранулнрова1 11-1я . Ключе r1 ы е с .7 о в а · борсодер.ж·ащие грстулы . 11аплав11еN ный с:пой. це11тробежNое pacnы'teJnte, те1иосодер.11сание 0111- рывтощейся t<anщ, прогнозирование. произиодительность процесса. грш1ую,11етричес{(UЙ состав, nлomнocmh распред<: летт 13 послещше десяпщетия вес ---олее широкое р<1с- 11рострш1ение при наплавке поверхностей по.11у чают 'ICXHOЛOПll!. обеспечивающие КОМПОЗl!ЦНОН ное строение наплав 1 1-rн ого слоя за счет введения в nрнсадочный tатериал т·ранул , ст собных nри щ1ть поверхностному слою оJJрсделенный комп лекс фун1'цио1rальных свойств . В частности , для деталей. которые эксшrуа г11руются в услов11ях вы сою1х те шератур, ттредпо ш·ается при н ние дисперсных наполнителей. от 1Ичающ1 1хся тут·оп лавкостыо, криноустоliчи востью и пр. Этим тре бованиям отвечают гранулы, из1·отонJ 1епные нз ка rбидов вольфрама [1 ], однако дефицитность во!!ьфрама обуслоВJrивает необходимость го за ме1Jы другим Jлементом. В работе [2] с это~i целью 11 'Следовали ряд композиций на основе борсодер жпщих жеJ1 зных гранул, нропитанных мельхио ром М НМЦ 60-20-20, а также сплавы на основе кобальта (ВЗК - стеллит) и никеля (ХН80СРЗ - колмоной) . Распыля мые стержни нз этих спла вов no сравнению со ст ржнями 11з релита (карбид волы)Jра1'tа) и. 1еют температуру распыления, рав ную температуре шrавлсния Тпл + перегрев на 100 . .. 150 °С, зна•1итслыю более rшзкую, че;-.1 у релита, что сущеС1 вен но м няст 1нерге1 нку про цесса распыле11ия по сравнен1 1ю с таковоii щш получе11ии гранул рел11 га [3 ]. В табл. 1 приведена темп ратура плав..~енш1 рас пыляемых стержней из карбида вольфрама (д.ш по лу•1е11ия гранул релита), мелы;.иора, L'ТСJ 1111па (дня полученпя гранул ВЗК) и колмоноя ( я понучсшт гранул, содержащих карбиды хрома, бор и крем ний), а та1 же расqетные ан.ные о те111юсодержан1111 едитщы объемu отрывающей я каплн n,, получен ные по зависимос·ш ( l) где Тпср - те11ш ратура аерсгр ва; с тепло емкость; qск - скрытая теплота nJtавле rшя; у - плотность. Из данных табл . 1 вндно, чт тспло содержанIJс отрывающейся капл11 рел1на rтрнмср- 110 в 2 раза выш rio срав11ен11ю с другим11 спла вами. Если учесть потери теrша при лучистом теплообмене с окружnющей средой на спщш1 11аг рева, то очеви,цным является ·жо1-юмнч1юс1ь п - лучения грану для нашшвкн спJ~авов №.> 2-4 (табл. 1) по сравнению с ре 1пом . Указанное об стоятельство сти~rулирует 11сследова 1шя в напrав лении поиска альтер 1ai ивных матер11а..1ов н тех нологии 11олучения гранул. Большое З'Нас1сн11е 11р11 этом нм · ст установление закономсрностсi!, на ос- Та б n 1111 а 1. Т('ШIО -'l• П1П I нз11чесю1е с1.юnсrва 11сслсд\'еi'tЫХ сnлавов Сп;шв ~~п ~С~ t=l у, , /ом' 1 q" , Дж/1 -,"''1"' Т~, · J\•J~c.OC) Карбн.1 вол ыр )ама ( е11и г 2735 l 6,R8 17R,1_8 +- 0.2621 --+---157113 2 __ -+-('v_[_e_JJЬ_XH~ 12]0 _ _ 8,90 291.~- ~ ~- 7646 3 Стелл и r l 2CJO 8.42 274 56 0.6864 10633 11----4--+-К-олчоной 1 О О ~ 8. l О :128,64 - [_____ 0,682-;- -- 9-Ю2 1 Пр н ~ 1 еч а н11 ~ . ля всех вариантов сплавов Л Т""' = 150 °С. =~~-'== ' В . И. Мах ненко, А. Л. Жудра , Е. А Велнкоиваненко, А. V! . Белыr1 , В . И . Дзы 1<ович , 2008 30 4/2008 • Таб !. ~- r r 11 н о п у 10- р11 ас rю- 1ЛЯ шя е~1- ши ен- (\) ~10- rcr ['Ja- гом Jar- no _ -4 об щ в ·ех- \J ри ос- ~08 ---- --- --- - - - ---- - - -- ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ Та б .111 u а 2. Тс11л11 11з11 •1еск11е свойства ~~ате tlЗJ,!OR, 11с 11ользvс~1ь,;,;1е;..;;,н4.,;,а;..;с~·1,;;,ст~е~~-=--~=т=====~ k Колмоной Гр~<jJНТ ~ Мелhхнор - - - -т, 0С ~~ Вт/(м0С) С'(' 1 О r,,, с-1 1 o-r', Дж/(м3 "С) ~'~d(, [lжl(м 1 0С) Л., Вт/(м- 0С) -- - ·-----_ __, ___ _ --'---- 20 23J 3,5422 - - · 2 1.0 з 722 11,1 3,742 1.760 100--t-- 25,_G_-+-- - 3,576 _l!_,0 3 ,806 - l 1.9 - 4.077 1,760 200 __ ::ц_,1_ --+--~ _}QQ_ l _в2_ 3,§22 _J.J ,O 4 3,65.§_ 2 3_,О_ 4 ,016 13,6 4,078 2. 155 .193 1 1~ . 4 3 18 1 2,509 - J ()O 3,695 25.0 4 3.7_3 1 27.4 т 4 50() .47 1 ·- 16.9 -- 4.335 2,750 ,698 18,5 4,353 2.<ЛО - 600 \ 77_7 29.5 4 ,9<)8 20,2 4 387 3.063 3.813 __ 29,5 __ s - -700 .З 1 З 2 1.§_ _ _ 4.464 :. 160 - -· '00 3,849 29.5 5 .692 - '- 23.5 4.560 3.230 lJO() 3,886 2_9,5 6 ,130 ___]5,1 4,833 3.270 ,433 _ _ 25 ,~ 5,100 3,300 .904 2530 0'' 5.570 J ,320 _1_00_0_~ - -+--- :J,922 1=:::9.5 б 11 00 3,922 29,5 -t-6 12()0 ~ - --1-==~3,9;- 2;~ 1 ;; ._)1QQ_ 3990,Q.* 3,922 2950.0* 1 - 6- - · ,740 2530.0* 5.570 р..20._ - - - - ,74_0 __ 2530,0* 5,570 3,420 Пр 11 ·\1 с '·J <111 11 я . с-1 - объемная теплоемкость; Л. - теллопроводность, у графита Л = 125 Вт/(м ·0С) ; * - данные, полученные с 11с11щ1,;оваНJ1сы Jффективного коэффициеша тсплопровоrшости 11 направлении 1·. 1ювс которых можно выпо нять определенные оuс11ки. Отдельным результатам такой работы 1юсвящ на настоящая статья . В основу обобщения эксперю1снтш1ьн ых дан ных о сплавах, указанных в табл. 1, положена 1\ШТе.\rатиgсская моде. ь распыления. взятая из ра боты [3], в сочетании с экспернме11та.r1 ьным11 да н ными, полученными на установке ш~азменного псре1 1лава вращающегося стержня (рис. 1 ). Мо, СJШрование тепловых процессов во вра щаюtцсмся с большой скоростью стержня 1, в н - подвижной графитовой втулке 2 и тол кател е 3 (рис. 1) в системе координат r, z при допущении , что ко 11такт м жду втулкой (толкателем) и стер ЖНСl\1 идеальный , может быть осуществлено тра J1щ110нно и рамхах теории нестационарной теп лолровотюсти при соответствующих начальных (r = О) и rраннчпых условиях [3 ]. Интенсивность теплового потока от плазмен ного источника нагр1::ва с подводимой электри ческой мощностью 111 = 24 кВт (рис. 1) прини мш1ась в внде TVriи ; q(1·, t) = Ктr. ехр (-К(1· - 1·0n, (2) где 'l и = 0,55 - эффективный ЮlД нагрева ля вариантов сплавов № 2-4 (см. табл . 1) для cJ 1yчas1 плюменной сварки стальных изделий ; К - ко· ф фициент сосредоточенности источника нагрева; r·0 - координата источника нагрева. Теплофизн11сс кие свойства материалов, используемые в расч те, приведены в табл. 2. Математическая модел ь формирования и от рыва капли принималась аналогичной нз работы [3]. В основу этой модели положены ста шсти чсские данные относительно плотности распре деления Q диаметра dк образующихся гранул (ка пель) в зависимости от скорости vc вращен ня с rср жня. По экспериментальным данным о частот по явления капель диаметром dк с дискретностью 50 мкм (табл. 3) построены кривые (рис. 2). На этом рисунке различие в расчетных значениях Q д 1я сплавов, приведенных в табл. 1, 2, сооnзетств ет погрешности экспер11ментальных измереш11! , что обусловлено близостью их теплофи:шчесю1х свойств. Были рассLштаны эквивалентные п стояш1ые диаметры с/э1<в группы при соответствующпх ско- Та 6 .~ 11 ц а 3. Г анут~ме· 11чсск11ii соста_~. с~р11•1ссю1х •щпиu, % Ра:;мср част11 ц, мк~1 1' . ------------~----,...--- "' ;"", 1 '° ioo 100 .. 150 110 ... 200 200 250 l " o зоо зоо .. з sо 350 ..<оо 400 ..450 450 500 soo s so 550600 wo .. 650 2000 ~ 2" .4 4",с8_1--'-"-7 ... 10 16 .. 1 R 19".2) 22 .. 35 28 . з;_ 19 .. 22 12 .. 14 ~ - 4. :.:.о_ 9 ... 12 11 .. 14 (1()()( -- 8 7".1 1 23 ... 27 17 .. 19 24".27 26 .. . 29 11 " 14 з ..4 3 . .4 2 .. 3 1."2 14 ... 18 9." 12 5."7 3 .. 6 2 . ..4 1 ... 2 xoou 1 ~ . . IJ 22. .. 23 28 ... 2 3 . ..4 3 .. .4 412008 31 . ' ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ ------------------ ---- 2 3 4 Рис . .1. Схема установки для получени я сферических частиц релита: 1 - стержень; 2 - графитовая втулка; 3 - графито вый толкатель; 4 - вал стержня, охлаждаемый водой; 5 - опора стержня; 6 - капли распыляемого стерж Еrя; 7 - плаз менная горелка ; Lc, Lв, Lт - соответств енно дл ина стержня, втулки и толкателя ; 2Rc, 2R 3 - соответственно диаметр стер жня и втулки ; vnoд - скорость подачи стержня ростях вращения стержня (рис . 2), на основе ко торых выбирали размеры элементарных объемов для численного моделирования тепловых процес сов в зоне расплавляемого торца стержня. При этом использовали зависи.мость Полученные результаты приведены ниже : vc, об/мин 2000 0,48 4000 0,37 6000 0,33 8000 О, 19 --- (3) Q, 1 / ~JМ 6 5 4 3 2 о Рис. 2. Плотность распределения гранул в зав исимости от скорости оборотов стержня 8000 (1), 6000 (2) ; 4000 (З); 2000 ( 4) об/мин d' Размеры элементарных объемов !1 1 1,z '\ = л ~· ИЛИ /1 = /1 = 1~h = d Jтт1 6 "' О 8oi . 1· Z (j) JKB ' 'Э КВ Решая тепловую задачу при указанных эле ментарных объемах, по температуре объемов в торцевом слое стержня прослеживru и во времени готовность соответствующ го объема к образо ванию капли . В работе [3] показано, что в условиях, когда зависимость поверхностного натяжения от температуры для рассматриваемых сложных спла вов известна недостаточно, силовое условие обра зования и роста капли [3] можно приближенно за менить соответствующим теrvшературным, т. е. при нять в качестве условия образования капли темпе ратуру в поверхностном объеме, равную темпера туре отрыва кагши Татр = Тnл + l 50 °С. Образовав шаяся за время формирования ЛtФ капля жидкого металла экранирует соответствующую зону торца стержня от источника нагрева в течение некото рого момента задержки капли Л/3 , за это время возникают условия для отрыва капли, а затем про цесс повторяется, т. е. после снятия экра1шрова ния за время ЛtФ образуется новая капля и т. д . Такое прослеживание позволяет путем решения краевой задачи определять tФ, а Лt 1 находить ите рационным путем из условия со1 ласования расчет ных и экспериментальных данных о производителъ ности процесса, зависящей от скорости поступа тельного движения стержня вдолъ оси z (рис. 1 ). О1<азалось, что Лt3 примерно соответствует допол- нительному перегреву капли на ЛТ "" 50 °С. о гр В результате были определены значения ЛtФ и Лt3 , которые мало отличаются ДJ я рассматри ваемых сплавов (табл. 4). На рис. 3 пр дставлсна зависимость ЛtФ и Лt от d при экспер 11мен - з жв тальном значении поступателr,ного осевого перt:- мещения стержня со скоростью v = l мм/с. П0;1 По определенным параметрам кап, собразова- ния рассчитана производительность процесса, ха рактеризуемая количеством N" образующихся за 32 ~ - ---------- 4/2008 • от юо rie- 1 в :1111 зо IЯХ, от ла- 1ра за ри ле :ра- 1ав ого рца •ТО- lpO JBa . Д. ння пе- 1ет ~ль rпа- l ). юл- Лtф rри- 1ена ере е . ва- , ха- я за 008 Т 1) u .1 11 ц а 4. Расчетные нар;щетры цептробежного рас11 ы!1с11 п 11 'lасп111 11pu ра з.;ш•1uой скоростu вращеппя сте жпя ~ , .. o()l \111 11 .V ' t\. L:; t. 2000 ()()() ООО 80()() 06 [(, 2 3589 '326 --- 2927 1 ,; нш· с..;д. -- 0.48 0.37 0.33 1 0, 19 !J.t , , с NФ.~ 0.28 0 .40 0.22 0.30 0. 16 0.24 от 1 0. 1.'i 1 с 1<а11 1;:; · 11, в :.~ависююсти от скорости вращt:ния стержня (1аб.: 1 . 4). Из этого общt:го количества кai1t:J11 , , образующихся за l с, можно с помощью ;1анных. 11rе;1етав:1с11ных на рис. 2, рассчитать в1:: роят11ость Р топ~ . что з1Iач1::ние диамt:тра d этих J( ,\ ( .с Р1к . 3. Зависшюсл, NФ (1) и Л/3 (2) от сlжо дrui рас11ыля<::мых сшаrюв N~ l прн И1 = 24 кВт г , .'1 !'-i 201 ,1 :!0 1 . Н j 19<J , 1 1% . .i 1 9:~.к 1!11 ,2 I HH.~ IЮЯ II0.2 о :!02 .Н 2UU. 1 197") 1 lJ1 , l) l !!:!,J IR9,li II0.0 18'1,.i IHl ,H о 2.7 3,-1 (/ 2,7 ~.4 (/ Н , 1 1 0,Н 13,5 l ti ,2 18,9 21 ,б 21,3 27,0 R, 1 10'/4 У:JК 7HI (i2.'i .1G<J 013 ISb о 1250 1 0У4 9:38 ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ ~ капель будет не боJiьше заданного . При. 1ср такон) расчета представлен на рис 4. I3 рt:зультатt: мод1::лирования ПОЛ),~ены тйшсра турные поля в системе (см . рис. l) сгсрженh-гра фитовая втугП<а-тоm<атt:ль в зависимости от скорости вращения для вариантов № 2-4 (см . 1абл. 1) На рис . 5 в качествt: примера приве;1ены такиt: данныt: для квазистационарного состояния в ок респюсти кратt:ра жидкой ванны , полученные при различной скорости вращения рас11ыляемuго стер жня из материала № 4 (см табл. 1). Аналогичныt: данныt: для сплавов № 1- 3 (см . таб;1 . l ), свидt: тt:льствуют о том , что темпt:ратуры в окрt:стности Кратера ПрИМt:рI-!0 Пр0П0рЦИОНаJIЬ НЬ1 r ll.I р 1.0 0.8 0,6 0,2 () Рис . 4 . Зависн~юсть диаметра с/к образующсйся кап.1н от скорости v~ ора1щ: 111-lЯ стср)юUJ : 1- 4 - см рис . 2 Z, i\JM 2o:J .1 200 . Н 191), 2 195") 1 '12,У I LJO, :J I I0 .7 IH5,0 II0,4 199 ,0 1 % ,З 19:-J,7 19 1, 1 IHH ,!) I HS.H I I0 .2 О 2,7 5.4 Н, 1 10 ,Н 13 ,5 l fi. 2 1i'i ,9 21,Ci 24.J 6 1094 У]~ 7HI fi2:) 4Ш 3 13 136 · О г, ,\f/I ! IO'H !HI\ 7Н 1 623 4m З l :J 1 )fi о 2,7 5,4 К . 1 1 0,Н 13,.) 16 ,2 IK,9 2 1,6 24 , :З т , "'~' г Рн..: . 5. Рас:предсление температур и форма кратера кnазистаuионарпо1·0 состояния у торца распыляс:УLого стержня (сп:шо № 4. 1afi. 1. l ) при скорости оращения стерж1-ш 2000 (а) , 4000 (б) , 6000 (в) и 8000 об/мин (г) 4/2008 33 ' ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ Т, 0С ...--~~~~~~~~~~~~~~~~~ 1400 1200 1000 800 600 400 200 а 1400 1200 1000 800 600 400 200 6 1400 1200 1000 800 600 400 200 () 2 3 4 5 6 7 8 9 t' с: {j Рис. 6. Тt:мrн::ратурные кривые, получt:ННЫt: во врс:м<::ни осты вания каn,1и сплаuа № 2 (а), 3 (6) и 4 (в) (см . табл. 1) 1 - dк - = 0,48; 2 - 0,37; 3 - 0,44; 4 - 0, 19 мм Однако параметры каплеобразования и соот ветственно производительность этого проЦ1.::сса отличаются незначительно, что можно объяснить достаточно близкими значениями плотности (см . табл. 1) и повt:рхностного натяжения иссj/сдуе мых сплавов [4] . Из работы [ 1] следует, что для рассматриваемых сплавов достаточно большой интерес представляет скорость охлаЖдеI-rnя оторвавшейся капли . Соответствующие расчетные данные, получен ные при средней температуре: капли во времени в зависимости от dк, приведены на рис . 6. Отсчет времени начинали с момента отрыва капли, т. е. с учетом ее перегрева за время Лt3 приблизителы-ю на 50 °С. Из рисунка видно, что различные зна- 34 чения тс:мпературы Т,<' образования каш::. ь rr теп лоемкости су приводят к достаточно разным цик лам охлаждения одинаковых капс:ль расс\1атри ваемых сплавов и чем больше диаметр каш111, тем медлс:ннt:е она остывает. Результаты , полученные: выше при исследо вании рассматриваемого процесса, позво ~яют в определенной степени делать прогнозные оцс: 1-rки в тех случаях, когда исходные данные отличаются от рассмотренных . В частности, важным практи чt:ским вопросом являс;тся прогнозирование про изводительности процесса при различной 1юдво димой тс;пловой энергии источника нагрева . Примt:нитс;льно к сплавам № 2- 4 (см . табл. 1) рассмотрена возможность теоретичс;ского прогно зирования процс:сса каплеобразования в с;~учаях, если знач~.:ние подводимой мощности W плазмен ного нагрева отличается от 24 кВт В частности , рассматривались варианты W = 11 ,2, 6,7, 4,5 и 2,25 кВт при условии, что эффективный КПД наг рева остается неизменным ( 11 11 ::::; 0,55) 11 коэффи циt:нт сосрt:доточенности тt:плового потока плаз менной горелки в зависимости (2) также нс; ме няется и равен К = 0,015 1/мм2 . Естественно, что возможны и другиt: значения Т] 11 и k, соотвt:тс твующие указанной мощности плазменного наг рева. В каждом конкретном случае они могут быть уточнены на основе эксперименталы-rых данных по ста1-щартным методикам, используемым 11ри сварке [5]. В настоящей работе важно показать, что при заданных тепловых характеристиках про цесса плазмt:нного нагрева распыляемого стержня (см. рис. 1) с помощью данных о параметрах кап лt:образования при подводимой мощности W = = 24 кВт можно прогнозировать процесс ка11ле образования для других параметров нагрева, IJ частности, и при измt:нt:нии W В основу такого прогноза приняты указанные выше положения, а именно, формпрование канли происходит, если тt:мпература соответствуюпщх поверхностных объемов достигает определенного значишя и равна Т + ЛТФ . В цикr1е образования пл и удаления капли с данного участка поверх.1юсти время достижения такой температуры после: уда ления пр~.:дшествующей капли определяется зна чением ЛtФ, полученным в результате рt:шс:ния • соотвс;тствующей тепловой задачи . При 'ПОМ )ЧИ- l тываt:тся, что времеш-юй ЦИl<Л формирования и l удаления капли состоит из ЛtФ + Ы3, гд.._; Л/3 оп редt:ляt:т отрt:зок времени, в течс11ие которого в данном поверхностном объеме предыJ~) щая капля экранирует тепловой поток . Д ителыюсть этого экранирования, определt:нная при нзвестной про изводит~.:лы-юсти процесса каплеобразования ( W = = 24 кВт) в зависимости от эквивапигпюго диа метра капли или количества оборотов ст(;ржня, получена итерационным пугL:м (L:м. табл. 4 и 4/2008 п~ль и тс:п в11ым цик рассматри канли , тс:м 1 исследо ·зволяют в 1.1t оцс:нки г1ичаются 1м практи ~анис: про ой подво грс:ва . ··!.табл. 1) -о проп-ю- 3 случаях, плазмс:н rастности, 5,7, 4,5 и КПД 1-1аг- 1 коэффи ·ока 11.1аз <t Ht ~1c; tHHO, ЧТО соответс юго наг Jгутбыть ' ~{af-IHЫX •tьщ при rтоказать_ 1ках про стерж.ня . рах кап ~ти W = с каш1с; грtва, в 1эанны с: .с капли JjЮЩИХ ·1с:нноrо ювания ).'{/ЮСТИ .<l t уда ся зна ;щс:ния щучи ання и 6.13 оп ·рого в 1 капля , :ноrо •И про- 1я (W = о диа ~ржня , 1. 4 и ~12008 ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ 2, Nl'·t Z. М/1-1 20441 204,4 20 1,7 201,7 199,1 199 ,1 196,4 196,4 193,7 193,7 191 , 1 191, 1 188,4 188,4 185,7 1R5,7 183, 1 Т, 0 С II0,1 Т, 'С 1R0,4 1236 180,4 1216 177 ,7 1098 177 ,7 1092 17.3, 1 175 , J 172 ,4 9б 1 172,4 968 169,7 823 169,7 843 1()7,1 167,1 164,4 685 164 ,4 71lJ Hi 1,7 S47 161,7 595 159, 1 159, 1 156,4 410 156,4 4 71 153,7 151 , 1 272 153,7 151, 1 34G 148,4 134 148,4 222 о 5,4 10 ,8 16,2 21,6 27,0 о 54 10,8 16 ,2 21,() f' , ~ !~[ а 6 ' 204,4 204,4 201, 7 20 1, 7 199, 1 199, 1 196,ft 19fi,4 193,7 193,7 19 1,1 191, 1 188,4 188,4 185,7 185,7 183,1 Т, 'С 183,1 Т, 'С 180 ,4 1239 180,4 1230 177,7 1109 177,7 1102 175, 1 175, J J 72,4 978 172 ,4 973 169,7 84R 169,7 845 167' 1 167 , 1 164,4 718 164,4 717 161 ,7 587 161,7 588 159, 1 159, 1 156,4 457 156,4 460 153 ,7 153,7 151,1 326 151, 1 33 1 14S,4 19fi 148 ,4 203 о 5,4 10,8 16,2 21,6 27,0 о 5,4 10,8 16,2 21, 6 r, ~1i-I (:J z Рис . 7. Распр~д.:п.:ннt: поля т1о:мп1::ратур н стсржн..: из колщJноя вблизи торца наrрt:ва при "с= 2000 об/щш о - Н' = 11 ,2; б - 6,7 ; в - 4,5; <' - 2,25 кВт рис . 3). Естсствснно, что измснснис подводимой мощности приводит к измснснию значсний как Л/ Ф ' так и Л/3 . На основе рсшсния тспловой задачи установ- лс:но, что Лt] соотвстствуст примсрно врс1."1сни наr рс:ва изолированной 1<апни 1юд дсйствисм тс:пло воrо потока плазменного источника q (г, t) и с 1\ учс:том лучистой теплоотдачи в окружающую срс ду до темнературы сбрасывания капни TcG = Т11л + + лтф + лтсб Для вариантов сплавов № 2-4 (см. табл. 1) лтсб ~ 50.' .60 °С . Использование таКОГ() условия позволяст достаточно просто 1щхо/1, rпъ время Л/3 для любых значс:ний подводимой мощ ности вращс:ния стержня и в итоге достигать со- 4/2008 AJ~~;::i 35 ~~~~~~~~~~~~~ 1 ' ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ \1, с 0,9 0.8 0.7 0,6 0.5 0,,1 о"з 0,2 0.1 1.4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 2 ,0 0,4 .--~~~~~~~~~~~~~~~~--. а б О , 15 0 ,20 0.25 0,30 0 ,35 0 ,40 0 ,45 d""" .чн а Рис. 8. Расчетные;: кри13ые заnисимости ЛIФ ( 1) и Л/ J ( 2) от с!" ка' полученньн: для сплава колмо1юй, при W = 11,2 (а), 6,7 (6) и 4,5 кВт (в) оruетствующей производитс:льности процесса, ко торая выражается в опредс:ленной скорости осс: воН подачи v под стержня для установившегося процс:сса каплеобразования. На рис . 7 привс:дс:но распределс:ние тс:мпс:ратур в процессе каплеобразования при СI<орости вра щения стержня 2000 об/мин . Ана югичные результаты получены и при дру гой скорости вращения стержня из сплавов на основе стеллита и мельхиора . Характерно, что уменьшение подводимой мощности (рис. 7) при водит к значительному увеличению объема ме талла около торца cтep:>IG-lЯ, имеющего темпера турv, близкую к Т . Однако при этом замс:тно J пл сокращается количество поверхностных объемов, для которых выполняются условия I<аплс:образо- 36 • Рис. 9. Заnисимость произnодитt:льности проце;:сса каплеобра зования от nодnодимой мощности W у сплавов № 2-4 (см. табл. l) О - колмоной; О - стеллит; Л - мельхиор вания и возрастают значения Лt Ф 11 Лt3, что при водит к резкому сокращению производительности процесса. Рис. 8 дает представл.:ние о ЛtФ и Лt3 в зави- симости от d (скорости вращения стержня нз )((В колмоноя) при W = l 1,2, 6,7 и 4,5 кВт 1 fри под- водимой мощности 2,25 кВт такие: /~ат-rые по.1у чены при сI<орости вращс:ния стержня 2000 об/мин (ЛtФ :::, 6 с, Лt3 :::, 1,8 с, v110д :::, 0,062 мм/с) и свиде тельствуют о нестабильности процесса ю11 mеоб разования . В итоге: получена расчетная кривая измепепия производитс:льности процесса I<аплеобразования (рис . 9) для рассматривас:мых сп rавов на ос1юве колмоноя, стеллита и мельхиора в зав:иснмости от подводимой мощности W при скорости вра щения распыляемого стержня 2000 ... 8000 об/мин. свидетельствующая о стабильности знач~ний vпод Отметим еше одну интереСН) ю воз~южность прогнозирования с помощью модслирова1111я. Так, на основании скорости охлаждения (термического цикла охлаждения) распыляемых капель (см. рис. 6) можно предсказать микроструктуру и не которые свойства получаемых гранул. Методика такого прогнозировання до(,;таточно известна и основана на сопостав.'lснии аикла ох лаждения с соотвс:тствующими экс11ерименrа:1ь ными диаграммами скорость охлаждения-мш< роструктура-свойства . Естественно, такая задача актуальна для случая, когда мета;щ капснъ дос таточно чувствителен к скорост11 ох.1ажл.с 1-1ия. Если исходить из литературных да11ных (нап ример, [6]), то среди исслс:дусмых трех сплавов (№ 2- 4) особо чувствитеш,ных к скоrостн охлаж дения нс:т, поэтому пока нет необходимости рас сматривать этот вопрос в данной работе Отметим, что на основе 1 ривых на рис. 6, зная начальную скорость разлс:та капс:ль (приб.'rизи тслы-ю 2,8 . . . l l ,2 м/с при указанных оборотах и диаметре вращающегося стержня), а также рас стояние свободного полета, можно прогнозпро- 4/2008 , к [)т t~обра -4 (см р 11ри юсти зави- 1я из под- -юлу )/шrn ШДt: !~06- t:I!ИЯ апия /IOBt: ости вра- 1шн, vno"!" JСТЬ Гак, юrо (с:.1 llt:- 'fHO ох ~·1ь нк ~'!а ос- ш юв i.1\- iC- ая И И с о- 18 --------------------- ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ Та б J1 11 ц а 5. Тсм11ера rypa кашш Т (0С) прн сто.1ю1u вс111111 с п е1- адой •1ерез 0.5 ... 1.0 с полста 11 Сплав d,, мм ~ 1----0-,4-8-~,--о-,з-1- / о_,з_з_-+-_ 0, 19 Mt:. lbXИOp _ _ 1150 .. 1000 11 00 .. . 910 1080 ... 90() 9JO . . 40 1050 . 8~;;-11 950 .s1-;;-J Стсл; 1 11т 1250 . . 1110 1 00 . llnO 1190 .. l llO Кол~юной J l20 .. 1О1 О lc.:.l_;O;O;,,;,. ~· 9;..;6~0.ь...;1.;;.09;....;О.;;. . .;.;· 9~3,;;,.О вать те шературу капсл r, в момент столкно13сrrия ее с преградой. В частности, если оно происходнт через 0,5 .. . 1,0 с, то 1·е шератур капли в зависи мости от ее днимстра для рассматриваемых вариантов сплавов меняется в достаточно uтиро I<Их 11рсдслах (табл . 5). Из табл . 5 следует, что при ограниче11 11ых раз мерах рабочей камеры rюлучить гранулы ндеаль- 110'1 сф рической фор"tы и большого диаметра (dк = ,48 1\1) до таточно сложно, несмотря на высокое сопротивлен11е деформированию рас сматриваемых ·сплавов прп высоких температу рах. Учитывая. что в моl\lе 11т столкновения капли с пр 'rрадой импульс силы m(v2!2) уравновеши вается работой тt фор 1ирования зоны контакта каплн н пре1·рады (здесь т - масса капли , равная те~ - - yl g, r:i.e - ускорение силы тяжести), можно прнб 111жс1шо запи а гь условие упругого столr< rrов ния каn,ш с пр градой в в 11де 2 /71 \1 к - 2 - < ао,2(Т)ИкFк, где СУ~ /Т) - np дел текучести материала капли ; И, - среднее перем щение на площади контакта кап ш с преградой; F" - площадь контакта каоли с преградой. еформирусмый объем FкUi< при наступлении пластических деформаций во время столкновения капель состаn;1яет 2 13 F И = 11 71:Ск /а i< к 2ао.2(Т) 6 У 0 · Обозначим относител ьный объем форми F И ): к [( 6· т ров21 н11я каплп I<ar< ~ = тr.dз . огда соответствен- к но условие пластического деформирования при сто 1кно13е1-111 н с преградоii можно представить в виде [ ] 0,5 2Е,ао.2(7) 11> ylg Рассмотрим прнмср, коr а СУ0 _iТ) ~ J 00 МПа, y/g = 8,9 [г/см 3]/9.8 [м/с2 ] = 9, l · 10 lO [кг/мм2!с2], что соо 1 ветствует сплаву № 2 (см. таб . 1 ). Для этих данных получим l 10 2 )О,5 v> 20·10 r;rм] = 1,48 ~· 105 ['v!м/с] . 9, 1 [с ] Есл11 считать, что относительный объем еф р мирования капли ; не превышал 1 %, то ; = 0,01, а значения v не должны превышать 14,5 м/с. Следует отметить, что расчетная скорость столкновения капли с преградой в значит льноli степени зависит не только от скорости ра лета капс11ь, указанной выше, но и от сил гравитации. Если отметить, что скорость разлета капель направлена горизонтально, а под действи r сил гравитации она получает веро~ икальное направление и определяется известным соотношением 11еерт = '12gH, (здесь Н - вертикальный путь, проделанный кан лей при свободном падении), то скор сть 11ст стол кновения капли с преградой, нормаль которой сос тавляет угол а с горизонтом, онределяется зависимостью Vст = Vгор Sin 0.. + Vверт COS 0... Иными словами, если а = О вертикальная плос кость, то основную роль играет vгор или корость разлета частиц. Если а = тr.12, т. е. плоскостью столкновения является горизонтальный поддон, то основную роль играет высота Н падения ка пель. Для рассмотренного примера видно, что для вертикальной стенки (а = О) скорость разлета ка пель составляла 2,8 ... 11,2 м/с, что ниже 1 р1пи LJеской (14,5 м/с). В случае горИ'3онтального под дона предельная высота Н равна 14,52/2g = 10,7, что вполне реально выполнить. Л:ля случая , когда а = тr.14 откуда допустимая высота падения юш;ш 2 H=(l45- vгop_J l . ' -Г2 g Результаты расчета по этой зависимости ают для рассматриваемого примера следующие пре дельные значения: "гор, м/с Н. м /11, с 2,80 17,4 1,90 5,60 ll ,3 l,50 8,4 7,6 1,2 11,2 4,40 0,95 Очевидно, что уменьшение СУ0_/Т) ужсстоL1 1 1т условия, прн которых отсутствуют заметные ис кажения формы капель в случае столкновения. Значение СУ0/Т) должно выбираться в зависимое- 4/2008 ~--------- 37 ' ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ ти от тем trературы Т а Т - в зависимости от 1( времени полета капли tп, определяемого Н, т. е: lп = -JШ.. g Приведепная выше расчетная завнсимость по лета для рассматриваемого примера показывает, что за время полета капли температура столюю вення с преградой буде r ниже указанной (см . та611 . 5), т. е . выбранные исходя из температуры зна чения а0)Т) достаточно консервативно опреде ляют услов11е сохранения формы капли. В заключение следует отметить, что матема т11 ческое моделирование процесса образования гранул нз сплавов No 2--4 (см. табл . 1), которые отличаются от карбида вольфрама значительно более низкой темпера-rурой распыления соответ- твующнх стержней, позволило выявить следую щее: заметно возрастае1 производительность про цесса расплавления за счет снижения длительнос ти обра.зовання и отрыва капель при одинаковой мощности п азменного нагрева; увеличение ско рости вращения распыляемого стержня способс rвует росту давления в жидком слое на торце стержня, поэтому при меньших диаметрах капли происходит наруш ние равновесия между силами поверхностного натяжения и внутренним давле нием в ней; поскольку плотность и силы повер хпос нога натяжения жидкой основы сплавов № 2--4 (см. табл. 1) незначительно отличаются, то гра11уло:метрический состав образующихся частиц по экспериментальным данным также от личается незначительно, что вполне соответствует теоретическим положениям настоящей работы. По данным работы [3] плотность релита приб лrrзительно в 2 раза выше, чем у сплавов № 2--4, однако и поверхностное натяжение у жидкого вольфрама при ~емпературах около 3000°С также примерно настолък выше, чем у жндкого н11келя . меди, марганца , кобальта f 4]. Отсюдн зав11с11мость гранулометрического состава капель релнта от скорости вращения распыляемого стержня близка к таковой для рассматриваемых в нас1оящсf\ ра боте сплавов. Это также подтверждает, что плот ность гранулироваююго материала и поверхнос тное натяжен11е жидкой матрицы расnы яемоrо стержня определяют размеры гранул пр11 данной скорости вращения стерж11л . Поскольку поверхностное натяжение жидкпх металлических расплавов можно в определе11ной степени регулировать за счет соотвстсruующнх прнмесей [4], то этот фактор заслужнвает в1111 - мания для управления грануломстр11чесю1м сос тавом. На основе выполненного исследовання можно прогнозировать процесс каплсообразова~шя прн наличии достаточно ограничснно!i ·жспср11 ,\1ен тальной информации . 1. Жудра А. П, Литвиненко А. И Некотор 1>1с особt:нностн uентробежноrо гранулирования тугопла~кн>.. соед1111е ний с и:спользовани:<:м плазменного переплава // C11ctt. электрометаллургия. - 1989. - Ко 67. - С. 104-1 05. 2. Струюпура и свойст~за борсодержан1нх желсзнь1х гранул для наплавки / Н. М. Спиридонова, [. В . Сухо1ыя , В. Ф. Бутен кон др. // Порош . металлургия . ·- 1993. --№ 2. - с 45-49 З. Л1атематическое моделирование процесса получен11я сферически:х гранул плавленых карб1цов nольфрача / IЗ. И. Махненко, А. И. Жудра, Е. . Всли:коиваненко и: др. // Автомат. сварка. - 2004. -№ 2. -- С. 3- 10. 4. Ниж.:ею<о В И, Ф1101ш Л И. Поверх ностное fШrюю::1 1и:е жидких металлов и сплавов : С11 рав.- ".1 .: i\kн1:1лургня, 198 1. - 210 с. 5. Рь11шлин Н. Н Расчеты тепловых проuессов 11ри свщже. - М . : Машrю, 195 1. - 296 с. 6. Welding ha11dbook. Vol. 4: Mateгia ls апd щ1plication:;. Pt. 2. - Miami: American 'vVelding Society, 1998. - 623 р. Based on gene1·a\i zatio11 of tl1e expeгimental data <iлd resL1l ts оЕ mathematical simL1lation а dcsign ргосеdще is proposctJ fo1· foгecast111g the efficieлcy, size distгibL1tio 11 a11d quaJity of tl1e forшiпg granules depcпding оп tlн: teclшological pa1·ameters of the p1·ocess of ceпtrifugal gcaлL1 latioл. Пос1 у 1 111 .та в рсдакщ110 23.03.2007 38 4/2008

Прогнозирование дисперсности гранул и их производительности при центробежном распылении сплавов

Institution

Ähnliche Einträge