금속 응고:메커니즘, 속도 및 공정 | 주조 | 제조 과학

이 기사에서 우리는 금속의 응고에 대해 논의할 것입니다. 1. 응고 메커니즘 2. 응고 속도 3. 절연 금형에서 대형 주물의 응고 4. 지배적인 계면 저항을 갖는 응고 5. ​​일정한 주조를 통한 응고 표면 온도 6. 금형 및 응고된 금속에서 저항이 지배적인 응고.

내용:

<올>

고화 메커니즘

고화율

단열 금형에서 대형 주물의 응고

우수한 계면 저항으로 응고

일정한 주조 표면 온도로 응고

금형 및 응고된 금속에서 저항이 큰 응고

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1. 응고 메커니즘:

순금속:

액체는 응고가 시작되기 전에 어는점 아래로 냉각되어야 합니다. 이는 새로운 결정의 표면을 생성하는 데 에너지가 필요하기 때문입니다. 필요한 과냉각 정도는 결정 성장을 위한 초기 핵 역할을 하는 다른 표면(입자)의 존재에 의해 감소됩니다.

액체 금속을 주형에 부으면 처음에는 (시간 t₀에서 그림 2.14에서) 모든 곳의 온도는 θ₀입니다. . 형면 자체가 결정성장의 핵으로 작용하며, 형의 전도도가 높으면 형면 근처에 무작위로 방향이 지정된 작은 결정이 성장한다.

결과적으로 t₁에 대해 그림 2.14에 표시된 것처럼 주조물 내에서 온도 구배가 발생합니다. 및 t₂ . 응고가 점차 안쪽으로 진행됨에 따라 축이 금형 면에 수직인 긴 주상 결정이 성장합니다. 이러한 결정 성장의 배향은 주물의 강도의 관점에서 바람직하다.

합금:

합금은 순수한 금속과 달리 동결 온도가 뚜렷하지 않습니다. 합금의 응고는 온도 범위에서 발생합니다. 이 과정에서 서로 다른 온도에서 분리되는 고체는 다양한 조성을 갖습니다.

이러한 사실로 인해 합금의 결정 성장 방향은 다양한 요인에 따라 달라집니다. 예:

(i) 주물 내 조성 구배,

(ii) 조성에 따른 고상선 온도의 변화, 그리고

(iii) 금형 내 열 구배.

우리는 상 다이어그램이 그림 2.15에 나와 있는 고용체 합금의 예를 고려하여 이러한 요인 각각에 대해 논의할 것입니다.

액체 합금이 C₀ 조성을 갖도록 하십시오 (A에서 B). 또한 θ_f 순수한 금속 A의 어는점, θ₀ 및 θ'₀ , 각각 C₀ 조성의 합금의 액상선 및 고상선 온도 .

액체 합금이 온도 0_O까지 냉각됨에 따라 , 고체가 분리되기 시작합니다. 이 고체의 B 농도는 C₁에 불과합니다. (0 ) 그림 2.15에서 분명히 알 수 있습니다. 그 결과, 고-액 계면 부근의 액체 내 B의 농도는 C₀ 이상의 값으로 증가합니다. . 그림 2.16은 응고 전면이 금형 면에서 일정 거리 d까지 진행된 상황에서 이를 보여줍니다.

이제 그림 2.16에 표시된 것처럼 액체 합금 내의 두 지점 P와 Q를 살펴보겠습니다. P는 고체-액체 경계면 바로 너머에 있습니다. P 및 Q에서 조성에 해당하는 고상선 온도는 θ'_P입니다. 및 θ'_Q , 각각(그림 2.15 참조). θ_P 및 θ_Q 각각 점 P와 Q에서의 실제 온도입니다. θ_Q θ_P보다 큽니다. 주물 내부의 열 구배 때문입니다(그림 2.14 참조). 둘 다 θ_a인 경우 및 θ_P 범위 θ'_P에 있음 θ'_Q로 , 그러면 Q의 액체는 과냉각되지만 P의 액체는 그렇지 않습니다. 이는 결정화가 P보다 Q에서 더 빨리 시작됨을 의미합니다. 이 차이가 매우 두드러지면 금형 표면에서 시작하는 결정의 주상 성장이 방해를 받습니다. 이러한 상황에서 결정 성장은 그림 2.17과 같이 나타날 수 있습니다. 따라서 수지상

따라서 수지상 구조가 생성됩니다. P에서 시작하기 전에 Q에서의 결정화가 완료되면(매우 작은 열 구배, 농도 차이가 매우 높고 고상선이 매우 느슨하기 때문에) 무작위로 배향된 결정이 주물 내부에 나타날 수 있습니다. 더욱이, 고체-액체 경계면 앞에 고체 결정이 존재하면 액체 금속의 공급이 더 어려워집니다. 이것은 또한 일반적으로 중심선 수축이라고 하는 주물 내에 보이드가 있을 위험이 더 크다는 것을 의미합니다.

산림 문제를 피하기 위한 한 가지 해결책은 금형 끝에 냉각(높은 열전도율을 가진 냉각 금속 블록)을 제공하여 금형 내부에 큰 열 구배를 생성하는 것입니다. θ_P인 경우 6q보다 상당히 낮으면 과냉각 정도는 P와 Q에서 크게 다르지 않고 고체-액체 계면의 점진적인 진행이 보장됩니다. 이 문제는 액상선과 고상선 사이의 온도 차이가 작은 합금의 경우 분명히 덜 중요합니다.

냉장 및 일반 금형의 동결 패턴은 그림 2.18에 나와 있습니다. 그림 2.18a에서는 금형면에서도 응고가 완료되기 전에 금형의 중심선에서 응고가 시작된다. 반면에 냉각된 주형(그림 2.18b)에서는 빠른 열 추출로 인해 좁은 액체-고체 영역이 용융 금속을 빠르게 스윕합니다.

금형에 주어진 합금을 공급하는 어려움은 중심선 공급 저항(CFR)이라고 하는 양으로 표현됩니다. 다음과 같이 정의됩니다. –

<시간>

2. 응고율:

라이저라고 하는 액체 금속 저장소는 주입 온도에서 응고까지 발생하는 수축을 보상하는 데 사용됩니다. 이와 관련하여 회주철은 응고가 두 단계로 발생하는 흥미로운 예외입니다.

첫 번째 단계와 관련된 수축은 두 번째 단계에서 발생하는 팽창으로 충분히 보상될 수 있으므로 라이저가 필요하지 않을 수 있습니다. 라이저가 주조 전에 응고되지 않도록 하려면 주조가 응고하는 데 걸리는 시간을 알아야 합니다.

더욱이, 라이저의 배치(위치)는 주물이 금형 면으로부터 일정 거리까지 응고하는 데 걸리는 예상 시간을 알 수 있는 경우 신중하게 선택할 수 있습니다.

액체 금속에 의해 거부된 열은 금형 벽을 통해 소산됩니다. 액체 금속의 냉각 및 응고의 결과로 방출되는 열은 다른 층을 통과합니다. 이 층의 온도 분포는 어느 순간에나 그림 2.19에 개략적으로 나와 있습니다.

전체 응고 과정을 지배하는 열 저항은 액체, 응고된 금속, 금속-금형 계면, 금형 및 주변 공기의 열 저항입니다. 이 5개의 다른 영역은 그림 2.19에서 숫자 1에서 5로 표시됩니다. 응고 과정은 특히 복잡한 형상, 합금의 동결 또는 열 특성의 온도 의존성을 고려할 때 매우 복잡합니다.

다음 내용에서 실제적인 관심의 일부 경우에 순수 금속의 응고에 대해 논의할 것입니다. 그렇게 할 때 상황에 따라 그림 2.19에 표시된 영역 중 하나 이상의 열 저항을 무시하는 단순화된 가정을 해야 합니다.

<시간>

3. 단열 금형에서 대형 주물의 응고:

모래나 인베스트먼트 주조에 사용되는 것과 같이 단열 몰드에서 대형 주물을 응고하는 동안 거의 전체 열 저항이 몰드에 의해 제공됩니다. 따라서 우리가 제공하는 분석은 영역 2의 열 저항만을 고려하여 동결 시간을 계산합니다(그림 2.19).

그림 2.20에 표시된 금형 면 AB를 고려하십시오. 큰 금형, 초기 온도 θ₀ , x 방향으로 무한대까지 확장된다고 가정합니다.

시간 t =0에서 온도 θ_p에서 액체 금속 금형에 붓습니다. 또한 금형 면과 접촉하는 금속이 순간적으로 응고된다고 가정합니다. 즉, 금형 면의 온도가 θ_f 로 상승합니다. (금속의 동결 온도) t=0에서 유지되고 응고가 완료되는 그 값에서 유지됩니다. 이러한 경우에 대한 후속 시간 t(x 방향의 1차원 열 전도 가정)에서 틸 내 온도 분포는

전술한 분석은 엔지니어링 실무에서 일반적으로 접하지 않는 평면 금속-금형 계면 AB를 가정한다는 점에 유의해야 합니다. 종종 복잡한 윤곽의 동결 시간을 찾아야 합니다.

이러한 등고선의 경우 우리가 수행한 분석이 실제 동결 시간을 과소평가했는지 과대평가했는지 알기 위해 다음 기본 기능을 관찰하기만 하면 됩니다(정확한 계산 없이). 이러한 특징을 관찰하기 위해 (i) 볼록, (ii) 평면(우리 분석에 사용됨) 및 (iii) 오목의 세 가지 유형의 금속-금형 인터페이스(그림 2.21 참조)를 고려합니다.

그림 2.21a에서 열 흐름은 더 다양하고 결과적으로 비율은 그림 2.21b보다 약간 더 큽니다. 따라서 이러한 경우의 동결 시간은 전술한 분석에 의해 과대평가된 것이다. 유사하게, 그림 2.21c에서 열 흐름은 더 수렴되어 결과적으로 속도는 그림 2.21b보다 약간 작습니다. 따라서 이러한 경우의 동결 시간은 우리가 제공한 분석에 의해 과소평가되었습니다.

주형-주조 계면이 동결 시간에 미치는 영향에 대한 정량적 결과는 일부 기본 형상에 대해 얻을 수 있습니다. 이러한 결과를 제공하기 전에 두 개의 무차원 매개변수, 즉

를 정의합니다.

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4. 계면 저항이 우세한 응고:

일부 일반적인 주조 공정에서 열 흐름은 금형-금속 계면의 열 저항에 의해 크게 제어됩니다. 이러한 공정에는 영구 몰드 주조 및 다이 캐스팅이 포함됩니다.

접촉 저항이 없는 조건은 금형-금속 접촉이 너무 밀접하여 완벽한 젖음이 발생하는 경우, 즉 주물이 금형 면에 납땜되는 경우에만 존재합니다. 이러한 경우 과열도가 없다고 가정한 온도 분포는 그림 2.23과 같습니다. 우리는 1차원 열 흐름의 문제를 다시 고려하고 있습니다.

식 (2.44)는 다이 또는 영구 주형 주조에 사용되는 중금속 주형에 주조된 작고 얇은 부분 부품의 응고 시간을 추정하는 데 도움이 됩니다.

이 단계에서 우리가 논의한 계면 저항 이상으로 모래 주형의 응고 과정과 냉각 또는 금속 주형의 응고 과정 사이에 상당한 차이가 있음을 알 수 있습니다.

여기에서 후자가 전자와 다른 두 가지 중요한 방식을 제시합니다.

(i) 응고된 금속의 열전도율은 그림 2.19의 영역 4에서 볼 수 있듯이 상당한 열 저항을 제공할 수 있습니다. 이 때문에 주조물의 표면 온도(θ_s ), 알 수 있듯이, 동결 온도 θ_f보다 훨씬 낮아집니다. .

(ii) 과냉각된 응고 금속 때문에 고려된 것보다 더 많은 총 열을 제거해야 합니다. 따라서 응고 금속의 열용량도 응고 속도에 중요한 역할을 합니다.

<시간>

5. 일정한 주조 표면 온도로 응고:

큰 슬래브 모양의 주물(예:강철)이 응고된 주물보다 훨씬 높은 전도도를 갖는 금속(예:구리)으로 만들어진 얇은 수냉식 주형에서 생산되는 경우 다음과 같은 열 저항이 제공됩니다. 응고 금속 자체가 중요합니다. 이러한 경우 영역 4에서 주요 열 저항이 제공됩니다(그림 2.19 참조).

다른 모든 영역의 열 저항을 무시하면 어느 순간의 온도 분포가 그림 2.24와 같은 형태를 취합니다. 여기서, 금형-금속 계면(또는 주조 표면) 온도 θ_S 초기 값 θ₀에서 일정하게 유지된다고 가정할 수 있습니다. 및 θ_f 금속의 결빙 온도를 나타내며 이것을 주입 온도로도 간주합니다.

임의의 순간 t에서 δ(t)는 응고 깊이를 나타냅니다. 프로세스는 많은 오류 없이 1차원 프로세스로 이상화될 수 있습니다. 따라서 응고 시간 t_s δ(t_s ) =h/2, 여기서 h는 주조되는 슬래브의 두께입니다. 0 로 표시됩니다.

이 분석은 초기 응고 단계(0.5-1cm)가 끝난 후에만 유효합니다. 다른 모양의 응고 시간에 대한 유사한 결과는 사용 가능한 문헌에서 찾을 수 있습니다.

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6. 금형 및 응고된 금속에서 저항이 큰 응고:

구리 몰드는 상당히 두껍고 수냉식되지 않습니다. 그런 다음 금형-금속 계면 온도 θ_S 더 이상 초기 값 θ₀에 남아 있다고 가정할 수 없습니다. . θ_S의 값 는 여전히 일정하다고 가정되며, 금형과 응고된 금속의 열적 특성에 의해 결정됩니다.

또한, 응고의 초기 단계 이후에는 계면 저항도 무시할 수 있게 됩니다. 따라서 중요한 열 저항은 영역 2와 4에서 제공되며(그림 2.19) 어느 순간의 온도 분포는 그림 2.25와 같습니다. 금형이 음의 x 방향으로 반무한 매체라고 가정하면 금형의 온도 분포는

이제 식 (2.62)의 좌변과 ɸ가 알려져 있습니다. 따라서 ζ는 그래픽으로 또는 시행 착오에 의해 결정될 수 있습니다. 전자의 접근 방식에서 ζe ^ζ2 [erf(ζ) + ɸ] 대 ζ는 주어진 ɸ 값에 대해 그려야 하며 ζ는 방정식(2.62)의 알려진 좌변 값으로 풀 수 있습니다. ζ를 알면 식 (2.47)에서 응고 깊이를 계산하고 식 (2.52)에서 응고 시간을 계산할 수 있습니다. 이러한 캐스팅이 가능하려면 θ_S 금형 금속의 녹는점 이하로 작용합니다.

<시간>