Теоретическое определение времени нагрева чугуна и стали для получения композиционного материала

МЕТАЛЛУРГИЯ И ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ

УДК 621.19

ЕЛ. Чудинова, С.В. Шишкина, В.Е. Овсянников Курганский государственный университет

ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВРЕМЕНИ НАГРЕВА ЧУГУНА И СТАЛИ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ КОМПОЗИЦИОННОГО МАТЕРИАЛА

Аннотация

В статье рассматриваются вопросы теоретического определения времени нагрева материалов шихты при получении композиционных материалов. Определение искомых величин осуществляется на основе решения уравнений теплопроводности в критериальном виде, полученные результаты являются исходными для дальнейших экспериментальных исследований по разработке технологии получения износостойких композиционных материалов.

Ключевые слова: нагрев, время выдержки, критериальные уравнения.

ЕЛ. Chudinova, S.V. Shishkina, V.E. Ovsyannikov Kurgan State University

THE THEORETICAL DETERMINATION OF THE HEATING TIME OF CAST IRON AND STEEL FOR RECEIVING OF COMPOSITE MATERIAL

Annotation

In article questions of theoretical determination of the heating time of charge materials are considered for receiving composite materials. Determination of required sizes is carried out on the basis of the equations solution of heat conductivity in the criterion score, the received results are initial for the further pilot researches on development of technology of receiving wear-resistant composite materials.

Keywords: heating, endurance time, criterion equations.

Введение

Задача разработки практически любой технологии, связанной с нагревом материалов, является весьма сложной. Одной из основных проблем при этом является проблема назначения режимов нагрева, выдержки и охлаждения. Следует отметить, что практически всегда она решается опытным путем, при этом необходимо провести значительный объем экспериментальных исследований с последующей обработкой их результатов. Эффективным выходом в данном случае является использование теоретических методов определения режимов нагрева и охлаждения на основе тепловых расчетов.

Применительно к процессам получения композиционных материалов можно отметить, что теплофизические свойства нагреваемых материалов и коэффициент теплоотдачи в зависимости от температуры являются переменными, поэтому использование «строгих тепловых расчетов» [1 ] неприемлемо. Перспективным в данном случае является использование критериального подхода [2], т.к. погрешность расчетов при его использовании не превышает 10%, что достаточно для технических нужд.

Целью данной работы является определение расчетным методом временного интервала нагрева чугуна в смеси со сталью для получения композиционного материала.

Исходные данные для расчета Исходными данными для расчетов является температуропроводность материала и коэффициент теплооот-дачи. Температуропроводность представляет собой отношение коэффициента теплопроводности к теплоемкости единицы объема шихты:

а =

А

су

Величина коэффициента теплоотдачи зависит от следующих четырех основных факторов [2,3]:

1. Природы нагревающей или охлаждающей среды.

2. Температуры среды.

3. Циркуляции среды.

4. Температуры поверхности изделия.

Коэффициент теплоотдачи при нагреве в печи в общем случае состоит из следующих частей [2]:

1. Теплового потока, обусловленного излучением от факела пламени, продуктов сгорания, стенок и свода печи. Коэффициент теплоотдачи, соответствующий этой составляющей теплового потока, обозначим аизл.

2. Теплового потока, вызванного конвекцией от продуктов сгорания или воздуха. Коэффициенттеплоотда-чи, обусловленный этим потоком, обозначим а ;

> J > КОНВ

3.Теплового потока, обусловленного теплопроводностью, пода или опор. Так как этот тепловой поток, как правило, играет небольшую роль, его можно не учитывать.

Коэффициент теплоотдачи можно рассчитать как отношение теплового потока через единицу поверхности шихты к величине теплового перепада между поверхностью шихты и средой:

а =

Т - Т

где р - тепловой поток через единицу площади поверхности;

Т - абсолютная температура излучающих газов, свода и пода;

Тпов - абсолютная температура поверхности изделия.

Допустив некоторые упрощения, можно написать, что при теплоотдаче тепловой поток определяется следующим образом [2]:

q = С

Т

Т

100

100

где С - коэффициент излучения для нагрева стружки. Следовательно, коэффициент теплоотдачи определяется по следующей зависимости [2]:

С

а =

Т 100

т

пое 100

Т - Т,

Рассчитанный на основании этой формулы график для а показан на рис. 1.

а, кДж /м час "С

ш7

взо то

Ш) 9S0 390

am

YAJ

ело

SBD 4М7 ЫП 32.7 2Ю Ш 30

fneiu =1200

tne fU ¿печи 1100\

900

tneftf =S00\jr

Ч A

tneHii =700° tne^u =600 f/№4U =500' t'"n '.'.' -1 tf 1,'

--

о 200 400 600 800 юш Температура изделия, 'С

W0

Рис. 1. Коэффициент отдачи излучением в зависимости от температуры изделия и температуры печи

Выбор методики расчета

На процедуру расчета существенное влияние оказывает то, является ли тело тонким или массивным [2]. О том является ли тело тонким или массивным можно судить по величине критерия Био [2]:

Bi =

Л

1

а

Л

где

S_

Л

1

а

- внутреннее тепловое сопротивление;

внешнее тепловое сопротивление

Если критерий Био мало отличается от 0, то охлаждение или нагрев шихты определяется только внешним теплоотводом, а распределение температуры по сечению не играет существенной роли, и расчет можно вести по формулам для тонких изделий. В противном случае охлаждение или нагрев приходится рассчитывать по формулам для массивных изделий, учитывающим теплопроводность.

В данной работе рассматривается нагрев цилиндрического тигля, содержащего сырье для производства композиционного материала, тогда критерий Био необходимо определять для двух сечений - радиального и осевого:

R  а 0 ,015 -180 „ „

.9

Bi

Я

Bi

S

0 ,05

0 ,7 • 180

= 3

12

/I 0,7 -

где а = 180 ккал/м • ч • °С - коэффициент теплоотдачи [2]; Х= 0,07 ккал/м • ч • °С

Т.к. критерий Био в обоих случаях существенно больше нуля, то нагреваемое тело является массивным. Анализ полученных результатов Расчет будем проводить исходя из того, что поверхность тигля должна прогреться до температуры плавле-

ния чугуна, а середина нет, тогда будем иметь два расчетных сечения.

Расчет для середины тигля:

Рис. 2. Расчетная схема

Исходными данными для расчета являются критерии Био и Фурье, по значениям которых определяются критериальные функции [2,3], характеризующие градиент температуры. Значения критерия Био для схемы на рис. 2 были определены выше.

Критерий Фурье определяется также для двух сечений:

F

F

R

а Т _ ат

R 2 r~RY

а Т _ ат

Значения критерия Фурье при различных значениях времени выдержки приведены в табл. 1:

Таблица 1

Критерий Фурье при различном времени выдержки

T, У Fr Fs

0,01 0,16 0,004

0,03 0,48 0,01

0,06 0,96 0,02

0,06 1,32 -

Значения критериальных функций приведены в табл. 2:

Таблица 2

Значения критериальных функций

Or

0,55 0,95

0,4 0,64

0,55 0,4

0,28 0,11

Зависимость температуры от значений критериальных функций имеет вид [2,3]:

ТгТср + 0з-0к

где Т =20°С - начальная температура изделия;

СЕРИЯ «ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ», ВЫПУСК 7

53

Тср= 1300 °0 — конечная температура изделия. Расчет для поверхности тигля производится аналогичным образом. Результаты расчета представлены на рис. 3 в виде кривых температура - время.

ТДЗ Ф 2

«1 ¡Гн мз мПГ)? и« ¡иг «8 м) о!)'

Г, ч

Рис. 3. Расчетные кривые нагрева тигля: 1 - середина тигля, 2 - поверхность тигля

Данные зависимости позволяют определить время выдержки, при котором поверхность тигля прогреется до температуры 1300°С, а середина - нет. Однако результаты расчета являются предварительными и будут использоваться в качестве отправной точки для дальнейших экспериментальных исследований по разработке технологии получения композиционного материала.

Список литературы

1. Лилло С.Д., ЛупоД., Соммакал М. Решения нелинейной задачи

теплопроводности на полупрямой, ТМФ, 2007. - 300 с.

2. Немчинский А.Л. Тепловые расчеты термической обработки. - М.:

Судпрогиз, 1953. - 103 с.

3. БудринД. В., Красовский Б.А. Нагрев и охлаждение тел различной

формы//Труды Уральского Индустриального института. Вып. XVII. - Вопросы теплообмена и горения, 1941. - С. 18-42.

УДК 620.179.131

Ю.Г. Гуревич, Е.А. Чудинова

Курганский государственный университет

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ГОРЯЧЕЙ ДЕФОРМАЦИИ КОМПОЗИЦИОННОГО МАТЕРИАЛА СТАЛЬ - БЕЛЫЙ ЧУГУН

Аннотация

Установлены основные закономерности режима ковки композиционного материала сталь - белый чугун. Рекомендовано начинать ковку при низкой температуре и небольшой деформации.

Ключевые слова: сталь, белый чугун, пластическая деформация, температура.

Y.G. Gurevich, Е.А. Chudinova Kurgan State University

THE THEORETICAL BASES OF HOT DEFORMATION OF THE COMPOSITE MATERIAL STEEL - WHITE CAST IRON

Annotation

The main consistent patterns of the forging mode of a composite material steel - white cast iron are determined. It is

recommended to begin forging at low temperature and small deformation.

Keywords: steel, white cast iron, plastic deformation, temperature.

Введение

Содержание углерода в композиционном материале сталь-белый чугун 1,6-2,0%. Такое содержание углерода характерно для сверхвысокоуглерод истых сталей, содержащих цементит. Известно, что при деформации таких сталей объемное сжатие способствует восстановлению внутрикристаллических и межкристаллических связей, нарушенных вследствие пластической деформации. При объемном сжатии с увеличением степени деформации происходит уплотнение металла и залечивание различных дефектов структуры [1]. Эти явления должны учитываться при горячей цементации композиционного материала сталь - белый чугун (цементита).

Теоретические основы горячей деформации композиционного материала сталь-белый чугун

Исследования величины наклепа цементита показали, что максимумы частотных кривых микротвердости для недеформированного и деформированного образцов совпадают — (1100 — 1200 МПа). Однако число случаев с микротвердостью выше 1100 — 1200 МПа в деформированном образце больше, чем в недеформированном, а число случаев с более низкой микротвердостью меньше. Это указывает на то, что некоторый наклеп цементита в деформированном образце имеется, но он невелик, так как положение максимума частотной кривой после деформации не изменилось.

Приведенные исследования [1, 2] показывают, что положение свехвысокоуглеродистых волокон в более пластичной матрице обеспечивает им повышенную пластичность, до определенного предела тормозит образование трещин, залечивает микротрещины.

Известны два механизма пластической деформации: деформация двойникованием и путем движения дислокаций (скольжением). Пониженную пластичность сверхвы-сокоуглеродистого металла можно связать с преимущественной реализацией дефомации путем образования двойников, так как деформация двойникованием протекает в тех случаях, когда деформация путем скольжения затруднена. Деформация двойникованием обычно возрастает с понижением температуры. Этим явлением объясняется тот факт, что метеоритное железо куется только при низкой температуре.

Поскольку смещение по каждой плоскости происходит только один раз и на часть межатомного расстояния, двойникование не приводит к значительной остаточной деформации металла. Поэтому для кристаллов, в кото-рыхдеформация осуществляется преимущественно двойникованием, резко ограничена величина остаточной деформации, и они являются "хрупкими" материалами.

Двойники отличаются от матрицы мелким зерном и более высокой плотностью дислокаций, так как сдвиг «отодвигает» скопление дислокаций и помогает им преодолевать препятствия так называемой «ползучестью».

Стендфордские ученые [2] установили, что при содержании в высокоуглеродистых сталях углерода менее 1 % металл становится крупнозернистым и получить сверхпроводимость на таком металле нельзя.

Возникновение двойников приводит к повышению сопротивления пластической деформации, так как создаются дополнительные барьеры в виде двойниковых границ, которые являются препятствием для движения дислокаций. Установлено, что измельчение зерна предотвращает деформацию двойникованием.