Расчет расплавов

В процессе плавки металлические элементы взаимодействуют с кислородом воздуха и образуют тугоплавкие оксиды. Плотность этих оксидов значительно меньше плотности сплава и соответственно они всплывают на поверхность расплава. Количество образующихся оксидов можно рассчитать на основе показателей угара элементов и химических реакций между металлами и кислородом, а также с учетом атомной массы элементов. Расчет проводят на основе исходных данных, приведенных в табл. 76 и 77. [c.283]

Выполненные предыдущие расчеты показывают, что верхняя прибыль способна компенсировать усадку расплава в объемах формы, оформляющих верхний бурт и примыкающую к нему тонкую часть отливки. С учетом этого, пользуясь чертежом отливки, определяем, что [c.400]

В табл. 2 приведены в качестве примера результаты расчета / х,р для трех металлических расплавов при трех значениях /. Для / = = 8000 Гц (имеются экспериментальные значения рассчитано также ДТр. В расчетах принято К = 1000 (см. 4), что соответствует максимальной скорости движения в поверхностном слое порядка 1 м/с, 5 = = 0,00012 м. [c.16]

При взаимодействии жидких титана, циркония и некоторых других переходных металлов с графитом происходит их науглероживание, и при расчетах параметров диффузии в случае образования карбидных покрытий на графите из расплавов необходимо учитывать проникновение углерода в жидкий металл. [c.202]

Как сообщается в [88, 100], незначительные добавки олова к железу резко понижают а последнего. Дальнейшее понижение а расплавов данной системы с увеличением содержания олова до 30 ат.% обнаружено в [88], однако для расчета а в этой работе использованы значения плотности расплавов, найденные по правилу смешения. [c.33]

Расчеты показывают [41], что скорость нагрева при лазерном облучении материалов очень высока — до 10 —10 ° С/с. За очень короткое время нагрева поверхностные слои успевают нагреться до высоких температур, расплавиться и перегреться. В перегретом металле примеси успевают раствориться, если до этого они содер- [c.11]

В табл. 15.5 приведены данные для расчета давления пара (в Па) над расплавами нитратов калия и натрия и нитрита натрия по уравнению [3] [c.249]

Как уже говорилось, графит при давлениях до 10 Па и любых температурах не образует расплава. В этом смысле можно назвать его полностью газифицирующимся материалом (Г=1,0). Однако условия эксплуатации могут оказаться такими, что и на поверхности графита будет образовываться жидкая фаза. Недостаточное знание термодинамических свойств паров — продуктов разрушения поверхности из графита, о котором говорилось в предыдущем параграфе, не позволяет достоверно оценить точку его плавления. Согласно различным расчетам тройная точка лежит в области ре (1,0—1,1)10 Па и температур от 4400 до 5150 К, однако есть мнение [Л. 7-15], что расплав можно обнаружить и при температурах ниже 4000 К. [c.185]

Попытки расчета течения пленок с переменной вязкостью дают значительно меньшие значения критического числа Рейнольдса (порядка нескольких единиц), однако полного подобия расчетных моделей с действительным процессом оплавления аморфных материалов типа стекла пока не достигнуто. Тем не менее следует отметить, что при течении пленки расплава на поверхностях сопловых вкладышей ракетных двигателей или на боковых поверхностях затупленных тел принципиально могут быть достигнуты указанные критические значения числа Рейнольдса. [c.194]

Все перечисленные обстоятельства дают основания надеяться, что результаты расчетов на базе уравнений ламинарного течения пленки расплава отвечают действительной картине процесса оплавления в широком диапазоне условий обтекания тела и позволяют определить его основные закономерности, которые будут также справедливы прп числах Re, близких к критическим. Заметим, что вязкость кварцевого стекла, наиболее интересного представителя стеклообразных материалов, столь высока, что при выходе расплава на боковую поверхность затупленного конуса он перестает увлекаться силами аэродинамического воздействия и как бы замерзает . Тем самым отпадает вопрос об устойчивости течения пленки [Л. 8-2]. Это намного упрощает расчетную схему, поскольку основным процессом на поверхности теплозащитного покрытия ста-194 новится не стекание пленки, а испарение стекла. [c.194]

Анализ основных закономерностей разрушения стеклообразных материалов проще начать со случая сублимации, когда пленка расплава не образуется совсем. Результаты численных расчетов, представленные на рис. 8-13,0, б, показывают, что процесс неравновесного испарения (сублимации) может быть рассчитан простыми инженерными методами. Безразмерная скорость испарения Gu,= G ,/(a/ p)o зависит только-от энтальпии торможения потока 1е и практически не зависит от коэффициента (а/Ср)о. Лишь в области малых давлений на скорость испарения начинают влиять неравновесность процесса и отвод тепла с поверхности излучением — еаГ . [c.212]

В заключение этого параграфа приведем результаты расчетов параметров оплавления при различных сочетаниях вязкости и теплопроводности расплава при постоянном давлении ре=Ю Па и 7 = 0,007 м. В качестве нижней границы для коэффициента теплопроводности стек- [c.218]

С этой целью были проведены численные расчеты, в которых вместо действительного распределения нормальной составляющей скорости течения пленки расплава v x, у) использовались различные постоянные по толщине пленки значения и(т). Вначале это постоянное значение v x) выбиралось равным действительному значению и(т, у) при у оо, т. е. проводилось спрямление профиля. [c.221]

Соотношение (8-37) не учитывает то обстоятельство, что часть пленки расплава уносится при температуре, меньшей, чем температура поверхности Tw Иными словами, приближенная методика расчета заменяет оплавление стеклообразного материала некоторым эффективным процессом разрушения кристаллического вещества, у которого перегрев пленки отсутствует, но тем не менее часть вещества испаряется, а температура плавления Ту, может изменяться в соответствии с параметрами набегающего потока газа. [c.225]

Если /л< 0,005, то распределение температур внутри пленки расплава вполне удовлетворительно описывается соотношением для непрозрачного стекла. В этом случае решение по методу эффективной теплопроводности отличается от истинного распределения температур максимум на 4%, причем оно завышает температуру как по отношению к действительному значению, так и относительно расчета для непрозрачной пленки. [c.235]

Большое число расчетов, проведенных для полупрозрачных материалов, позволило установить диапазон параметров обтекания, в котором скорость оплавления Uoo существенно зависит от переноса тепла излучением в пленке расплава. Если применить понятие эффективной энтальпии разрушения не только для непрозрачного, но и полупрозрачного стеклообразного материала, то результаты численных расчетов можно аппроксимировать следующей зависимостью для приращения /эфф в полупрозрачном материале [c.236]

При мотсматическом моделировании движения жидкого металла В ближний аоне воздействия использовались нелинейные уравнения вязкой теплопроводной жидкости — уравнения Навье-Стокса. Для их численного решения использовался метод Маккормака, хорошо зарекомендовавший себя при решении данного типа задач. Расчеты показали, что под действием внешнего импульсного воздействия в расплаве возникают два типа движения среды регулярные акустические течения, охватывающие достаточно большие области пространства, и турбулентные течения непосредстноньо на фронте кристаллизации, имеющие характер многочисленных мелкомасштабных вихрей. [c.82]

Разработанные модели массопереноса для плоских слоев покрытий используют феноменологический аппарат диффузии, позволяющий моделировать кинетические закономерности массопереноса на движущихся межфазных границах, начиная со стадии смвчиванпя (граничная кинетика растворения) и до полного исчезновения расплава ив зазора (изотермическая кристаллизация), включая кинетические особенности контактного плавления. В моделях применен метод интегрального решения уравнений диффузии для твердой и жидкой фаз при соответствующих начальных, граничных условиях и условии мао-собаланса на движущихся границах в полиномиальном приближении. Расхождение аналитических расчетов с численным моделированием не превышает 1—2%, а с экспериментом б—10%. [c.187]

Определение времени заполнения формы является наиболее важной частью расчета литниковой системы, так как оно в наибольшей степени влияет на качество отливок недоливы возникают при продолжительном заполнении неспай - в результате преждевременного охлаждения или затвердевания расплава ужимины и засоры - при длительном тепловом воздействии расплава на стенки формы. Ускоренное заполнение связано с появлением в отливках газовых раковин, напряжений, трещин и засоров из-за разм1>1ва формы металлом. [c.147]

Издание подготовлено совместно советским и индийским специалистами. Изложены современные представления о строении шлаковых фторсодержащих систем и их теоретические модели. Рассмотрены важные технологические свойства шлаков вязкость,, электропроводность, плотность, поверхностное натяжение, серопоглотительная способность и растворимость серы. Описаны диаграммы состояния с расшифровкой фазовых равновесий. Даны основные принципы подбора оптимальных составов шлаков н методика их расчета при электрошлаковом переплаве в ковшевой,обработке. Приведены данные о структурных свойствах тройных расплавов шлаков и об аномалии ряда свойств систем. [c.37]

Управление размерами и формой мениска можно осуществить ре- улируя магнитное поле на его поверхности. При четко выраженном поверхностном эффекте результирующее поле вне проводящей среды сравнительно легко определяется экспериментально или расчетом по уравнению Лапласа. Нужную конфигурацию магнитного поля достигают, варьируя форму индуктора и распределение в нем тока иногда используют также магнитолроводы и экраны. Следует также учитывать, что в ряде случаев распределение тока в индуктирующих проводниках зависит от их расположения по отношению к мениску. Это наблюдается, в частности, в индукторах с большой высотой витков и в индукторах с параллельными катушками. В таких индукторах линейная плотность тока выше в зонах, расположенных ближе к расплаву. При наличии разрезного тигля (независимо от типа индуктора) аналогичное перераспределение тока происходит в тигле и расплаве в зависимости от зазоров между ними. Такая особенность естественного саморегулирования распределения тока способствует выравниванию зазора между расплавом и индуктором (или проводящим тиглем) и повышению электрического КПД печи. [c.25]

А.Э. Микельсоном предложено снизить интенсивность нестационарных процессов в мениске наложением продольного постоянного поля. Расчеты показывают, что уже при индукции 0,2 Тл это поле создает силы торможения, плотность которых превосходит плотность сил инерции расплава, движущегося с реальными скоростями (до 1—3 м/с). [c.32]

При наличии мениска, как указывалось в 2, условия равновесия сил приводят к такому саморегулированию положения расплава в индукторе, что ЭМС на поверхности мениска становятся пропорциональными растоянию точки от его вершины. Это вносит специфику в движение металла. Оси верхнего тороидального вихря ЭМС и соответствующего вихря скорости удаляются от поверхности металла, что уменьшает гидродинамическое сопротивление движению в верхнем вихре. Некоторую роль играет также сползание с мениска поверхностных покровов (окисная пленка, шлак), что меняет граничные условия для движущейся жидкости (прилипание). В результате соотношения интенсивностей верхнего и нижнего вихрей скорости существенно изменяется. На рис. 22 представлены результаты численного исследования гидродинамической функции тока, характеризующей интенсивность потока (замкнутые кривые) при отсутствии и при наличии мениска. В сопоставляемых случаях линейная плотность тока в индукторе одинакова, геометрические параметры близки. Расчет показал, что если в первом случае соотношение между максимальными значениями функций тока в верхнем и нижнем контурах циркуляции равно единице, то во втором случае оно может достигать трех. [c.46]

Наиболее четко эта зависимость проявляется при периодическом процессе в период вьщержки расплава с постоянной температурой (рис. 33) [3, 51]. Необходимо отметить, что в печах большего размера влияние длительности выдержки на показатели печи резко уменьшается и, как показывают расчеты, например, при диаметре тигля 0,5 м, выдержке 4 мин и тепловом КПД периода раеплавления 0- = 0,50 усредненное значение за цикл = 0,45, а при 0,30 снижается лишь до 0,28. [c.60]

В-качестве основы для инженерных расчетов ИПХТ-М и оценки харак-терис тик рабочего процесса в ней в общем случае необходимо определить конфигурацию свободной поверхности жидкого металла и распределения в нем электромагнитного (ЭМ) поля, а также полей скоростей движения и температур. Зачастую можно ограничиться определением формы поверхности (мениска) и ЭМ поля. Этого достаточно для инженерного расчета мощности, выделяющейся в расплаве, тепловых и электрических потерь, а на их основе — выходных данных печи (производительность, КПД) и необходимого источника питания (напряжение, ток, мощность). [c.77]

Как уже упоминалось, разрезы тигля превращают осевую симметрию ИПХТ-М в поворотную. В результате плотность тока /, имеющая В ИТП лишь одну азимутальную компоненту 7, , приобретает в расплаве еще существенную радиальную а в тигле — и радиальную и осевую компоненты. Таким образом, ЭМ поле становится существенно трехмерным, что чрезвычайно усложняет его расчет. [c.77]

Основа инженерного расчета ИПХТ-М - упрощенное определение ЭМ поля в осесимметричной модели печи. Такое решение можно получить аналитически с учетом концевых эффектов индуктора, пренебрегая, однако, конечностью длины загрузки (расплава) [62, 64]. Как показало сопоставление данных расчета по такой методике с зксперименталь-ными, погрешность при определении выходных параметров печи обычно не превышает 15%. [c.78]

На электрические параметры печи существенно влияет высота мениска в свою очередь зависящая от этих параметров (непосредственно - от линейной плотности тока в индукторе Ии). Поэтому начальный этап расчета, включающий определение Ay и ведут методом последовательных приближений. В нулевом приближении на основе выбранных геометрии системы, частоты источника питания / и мощности, выделяющейся в расплаве Рр, вычисляют И без учета деформации поверхности. На основании полученного значения й определяют высоту мениска и электрические параметры первого приближения (включая у1и)- Полученное значение линейной плотности тока используют в качестве исходного значения при втором приближении. Вычисления повторяют до тех пор, пока не совпадут предыдущее и последующее расчетные значения линейной плотности трка в индукторе (до-пустимб расхождение не более 10%). Как правило, достаточно двухтрех приближений. [c.85]

Основой для всего комплекса расчетов полей в расплаве является определение ЭМ поля в нем и конфигурации его свободной поверхности. Возможности моделирования иллюстрируются табл. 10, где приведены методики, использованные в исследованиях ИПХТ-М ВНИИТО совместно с ЛГУ им. П. Стучки. Определение ЭМ поля упрощается при возможности пренебречь влиянием разрезного тигля (например, при тигле, практически прозрачном для ЭМ поля), что делает задачу двумерной. Решение становится еще проще, если известна конфигурация расплава (мениск Незначителен или определен ранее). В этом случае поля индукции В плотности тока J, ЭМС F и rot F, а также рду определяют путем решения известных дифференциальных (табл. 10 п. 2, 3) или интегральных (п. 1) уравнений ЭМ поля. [c.89]

Расчет ЭМ поля (по любой программе) завершается определением полей ЭМС (F, rotF) и поля источников джоулевой теплоты Рдж-Значения rotF вводятся в качестве исходных данных в программы 8— 9, 13 для расчета полей скоростей движения расплава. Методики 1, 2 наряду с расчетом полей вьвдают также интегральные электричес- [c.92]

Для ИПХТ-М, как и для ИТП, характерен турбулентный режим течения, и при определении движения расплава решающее значение имеет турбулентная вязкость v . Расчет поля скоростей движения в меридиональных плоскостях (v) ведется полуэмпирическим методом (методика 8) решается уравнение движения Навье—Стокса (с учетом дополнительных рейнольдсовых членов) совместно с уравнением несжимаемости жидкости, причем в решение вводится поле эффективной вязкости Нэ> базирующееся на экспериментальных данных о распределении V в исследованных типичных объектах. Здесь = v + v , где V — физическое значение кинематической вязкости (обычно вводится через "эффективное число Рейнольдса Reg = Vq Во мно- [c.93]

Особо следует рассмотреть методику уточненного расчета ЭМ полей в горизонтальном сечении ИПХТ-М. Целью этого расчета является выявление детальной картины токов в зонах нарушения осевой симметрии (вблизи разрезов тигля - при пересечеши током границы раеплав— тигель, в складках поверхности расплава и т.п.), а также влияния возникающих в этих зонах неоднородностей распределения тока на ЭМС и выделение энергии (методика 14). [c.93]

Губченко А.П. Расчет выделения электромагнитной энергии в деформированной части расплава индукционной печи//Десятое Рижское совещание по магнитной гидродинамике. МГД-технология и устройства. Тезисы докладов. Саласпилс. Ин-т физики АН Латв. ССР, 1981. Т. 3. С 23-24. [c.117]

На рис. 2 представлены результаты обработки экспериментальных данных, полученных при взаимодействии графита с расилавлен-ным цирконием. Прямая 1 получена путем расчета коэффициента диффузии по формуле (7), т. е. без учета диффузии углерода в расплаве. Прямая 2 получена по уравнению диффузии углерода в цирконий, приведенному в работе [2] [c.204]

Для алюминирования использован расплав состава (вес. %) барий хлористый 48, калий хлористый 34, натрий хлористый 13, алюминий фтористый 5. Температура плавления солевой смеси 543° С. Порошки алюминия и железа задавали из расчета образования ферроалюминия РеА1з и небольшого избытка свободного алюминия использовали механическое перемешивание расплава. Порошки выдерживали в расплаве при температуре 600° С 5 ч, чтобы мог образоваться ферроалюминий. Исследование влияния добавок фторида алюминия и порошковой фазы на глубину покрытия показало, что оптимальным содержанием является 3— 5 вес. % А1Рз и 10 вес. % порошка ферроалюминия. После выдержки в расплаве образцы охлаждали на воздухе, отмывали от солей, затем подвергали отжигу (950° С в течение 2 ч) и испытывали на жаростойкость. [c.79]

Разрабатываемое па основе данной эмали покрытие представляет собой гетерогенную систему с нерастворенной дисперсной фазой, т. е. сочетание расплава и твердых частиц. Важным условием формирования такого покрытия является оптимальное соотношение между твердой и жидкой фазами в прогщссе высокотемпературного обжига. Расчет максимального содержания твердой фазы в расплаве проводился по методике [4], учитывающей смачивающую способность расплава по отношению к поверхности твердых частиц, их форму, величину и упаковку. Показано, что максимальное содерншние наполнителя, вводимое на помол эмали, не должно превышать 40 %. [c.127]

Авторы исследований второй группы [85, 91, 102, 108] считают, что углерод инактивен на поверхности жидкого железа. В работе [91] при расчетах а железо-углеродистых расплавов использованы значения плотности железа. Если пересчитать данные [91] с использованием надежных значений р железо-углеродистых расплавов, то углерод оказывается поверхностно-активным в жидком железе. В работе [85] вывод об инактивности углерода основан на единичных измерениях. [c.31]

В работе [7 на основе термодинамических данных, на примере барьерного покрытия нитридом титана показана возможность расчета условий равновесия указанного покрытия с жидким никелевым сплавом. Экспериментальная проверка показала, что в среде аргона нитрид титана интенсивно растворяется в никелевом расплаве ХН78Т (ЭИ435), в то время как в атмосфере азота нитридное покрытие не растворяется. [c.31]

При выводе уравнений (8-1) — (8-3) предполагалось, что течение пленки расплава ламинарное. Расчеты, проведенные для тонких слоев жидкости, растекающихся по поверхности твердого тела, дают доста- 193 [c.193]

Результаты расчетов (рис. 8-19—8-22) показывают, что изменение коэффициента теплопроводности расплава в 6 раз оказывает более сильное влияние на параметры разрушения, чем изменение вязкости от до jjii согласно уравнениям (8-25) и (8-27). Следующие пары теплофизических свойств (jj.2, h) и (М Ь i) дают соответственно верхнюю и нижнюю границу эффективной энтальпии /эфф расплавленного стекла. При этом в первом случае параметры разрушения практически не отличаются от результатов расчета для случая чистой сублимации кварце- [c.219]

В заключение данного параграфа приведем результаты некоторых численных расчетов для течений пленки расплава. На рис. 8-26 приведены распределения скорости уноса массы и температуры поверхности при квазистационарном разрушении полусферического затупления. Интересно отметить быстрый рост доли испарения в общей унесенной массе вещества по мере приближения к боковой кромке тела. Важно также и то, что, несмотря на двумерный характер оплавления, влияние натекания пленки оказалось весьма умеренным расчеты, проведенные в предположении постоянства безразмерной скорости уноса массы Ge = = Gi /(a/ p)o = onst (т. е. подобия распределения унесенной массы и теп лового потока), достаточно хорошо совпадают с точными. [c.230]

Таким образом, применительно к затупленным телам основная задача расчета состоит в том, чтобы определить, как далеко вдоль боковой поверхности будет происходить перетекание пленки и где сдвигающие усилия потока окажутся столь невелики, что весь унос будет происходить в газообразном виде, т. е. прекратится процесс оплавления. Конечно, ответ на этот вопрос суш,е-ственно зависит от вязкости расплавленного стекла. В работе [Л. 8-2] приведены примеры расчетов для кварцевого стекла при различных условиях обтекания, в том числе и при смене режима течения в пограничном слое с ламинарного на турбулентный. Из рис. 8-27 видно, что расплавленная пленка практически не обладает инерцией как только сдвигающие напряжения аэродинамического обтекания становятся малыми, течение расплава прекращается и двумерностью переноса тепла можно пренебречь. Действительно, градиент температуры вдоль поверхности при xjR>2 уже не превышает 250 К/м. Однако даже максимальное отмеченное значение продольного градиента температуры (dTJdx) не превысило 2% градиента температуры по толщине пленки (дТ1ду)ю- Это подтверждает правильность представления вязкости в виде зависимости только от координаты у [уравнение (8-33) ]. [c.230]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...