PL186566B1 - Sposób pokrywania galwanicznego wyrobów hutniczych, przechodzących przez ciekłą kąpiel pokrywającą znajdującą się w obudowie - Google Patents

Abstract

1. Sposób pokrywania galwanicznego wyrobów hutni- czych, przechodzacych przez ciekla kapiel pokrywajaca znajdujaca sie w obudowie wyposazonej w co najmniej jedno urzadzenie uszczelniajace i/lub urzadzenie wycierajace znajdujace sie w sa- siedztwie kanalu wylotowego wyrobu hutniczego, który pizepusz- cza sie przez kapiel w cieczy powlekajacej znajdujacej sie w obu- dowie do galwanizacji i zawierajace zespól indukcyjny usytuowany wokól kanalu i wytwarzajacy poprzeczne, przemienne pole elektro- magnetyczne przesuwajace sie na powierzchni wyrobu hutniczego, znam ienny tym, ze najpierw oblicza sie dlugosc (Li), na która stopiony material wplywa do kanalu wylotowego poprzez obliczenie cisnienia czastkowego (APm ) na podstawie definicji ? Pm = (? p1 /L 1 )*L1 + ? Plso +? PC APm= sigma*Vm *B2 e ff gdzie ? p i jest cisnieniem czastkowym w tej czesci ka- nalu wylotowego z obudowy, do k tórej wplywa stopiony m aterial do wspomnianego kanalu wylotowego ? P 1 3 0 - izostatyczne cisnienie czastkowe bedace funkcja gestosci stopionego materialu galwanizujacego, przyspieszenia grawitacyjnego i wysokosci cieczy pomiedzy sciankami obudowy ? P C - cisnienie czastkowe Beff-jest indukcja skuteczna sigma jest przewodnoscia elektryczna stopionego materialu Vm jest wspólczynnikiem uwzgledniajacym geometrie cewki indukcyjnej, a nastepnie sprawdza sie czy dlugosc (L1 ) nie przekracza dlugosci „Couttea” przeplywu w kanale wyjsciowym obudowy do galwanizacji, w taki sposób, ze wspomniany przeplyw staje sie w zasadzie turbulcntny, przy czym PL

Description

Przedmiotem wynalazku jest sposób pokrywania galwanicznego wyrobów hutniczych, przechodzących przez ciekłą kąpiel pokrywającą znajdującą się w obudowie.

Wiadomo z klasycznych prac naukowych z dziedziny hydrodynamiki, że siły bezwładności (głównie ciężar) i siły tarcia (lepkość, wpływ własności powierzchni) całkowicie decydują o wynikach odprowadzania cieczy pokrywającej powierzchnię pokrywanego wyrobu hutniczego.

Przy danym stanie reaktywności, która będzie następnie pomijana, odnośnie do przedmiotu wynalazku, rezultat odprowadzania w strefie bliskiej wymienionego wyrobu w dużym stopniu decyduje o ostatecznej grubości osadzania na tym wyrobie.

Odnośnie do tego, ustalenie przepływu laminamego wydaje się, a priori, być pożądane w tym sensie, że umożliwia on, w zwykłym przybliżeniu warstwy granicznej, łączyć, za pomocą prostych i znanych praw, wielkości cech fizycznych, a mianowicie rozkładu prędkości względem powierzchni wyrobu hutniczego, który sam jest transportowany ze stałą prędkością, lepkości dynamicznej cieczy pokrywającej, jej gęstości i napięcia powierzchniowego pomiędzy wyrobem hutniczym i wymienioną cieczą (parametry zwilżalności). O grubości osadzania decyduje wówczas grubość warstewki cieczy, która jest odprowadzana przez wyrób hutniczy, gdy jest on wyciągany z ciekłej kąpieli, przy czym zwykle stosowanym przybliżeniem jest, w tym przypadku, przybliżenie ustalone przez Landaua i Levitcha w pracy zamieszczonej w Acta Physicochimica USSR, Vol. 17, No. 1-2, 1942, pt. „Ciągnięcie cieczy przez ruchomą płytę”.

W idealnie laminamym przypadku, uzyskana grubość jest często zbyt duża dla wymaganych zastosowań przy cynkowaniu. Dlatego właśnie przewiduje się różne formy ocierania osadzonej grubości, przy czym proponuje się głównie sposoby ocierania pneumatycznego (działanie noży pneumatycznych wytwarzających prząciwciśniąnią na swobodnej powierzchni wyrobu hutniczego wynurzającego się z kąpieli w cieczy), sposoby ocierania mechanicznego (działanie wałków „liżących” wyrób hutniczy za pomocą nakładek z azbestu) i, na koniec, sposoby ocierania magnetycznego, przy czym wynalazek dotyczy właśnie tej ostatniej kategorii.

Obecnie istnieje bardzo duża liczba wcześniejszych urządzeń do magnetycznego ocierania. W tym ostatnim rodzaju zaleca się wykorzystanie siły Lorenza, która może być wytwarzana w cieczy pokrywającej za pomocą pola magnetycznego, stałego lub zmiennego, nieruchomego lub przesuwnego, wywoływanej przez obecność prądu elektrycznego indukowanego w wymienionej cieczy (oczywiście przewodniku, gdy mamy do czynienia z cynkiem, miedzią lub aluminium) przy względnym ruchu wymienionej cieczy i wymienionego pola. We wszystkich przypadkach, które będą w dalszym ciągu omawiane przyjmuje się, że siła Lorenza przeciwdziała sile bezwładności i lepkości, które mają wpływ na przepływ, o ile, oczywiście, są one dostatecznie silne, aby zmieniać rozkład prędkości blisko powierzchni wyrobu hutniczego. Dlatego zrozumiałym jest, że za pomocą pola magnetycznego, możliwe jest, a priori, oddziaływanie na grubość warstwy granicznej, przy następujących efektach:

- w kąpieli z cieczy pokrywającej, przed opuszczeniem jej przez wyrób hutniczy, oddziaływanie pola bezpośrednio równoważy siły bezwładności, redukując głównie wpływy grawitacyjne,

- poza kąpielą działanie pola jest samo tylko odczuwane na uniesionej warstewce cieczy,

- lub przy kombinacji tych dwóch efektów.

Odpowiednio, sposoby znane pod odpowiednimi nazwami firm, które je opracowały, mianowicie ASEA, ARBED, AUSTRALIAN WIRE i LYSAGHT, stanowią przykłady realizacji procesu, które obejmują prawie wszystkie ze stosowanych obecnie sposobów.

186 566

Na przykład we francuskim opisie patentowym nr 2 412 109, należącym do AUSTRALIAN WIRE IND PROPRIETARY, zaleca się stosowanie nieruchomego, jednofazowego pola elektromagnetycznego, to znaczy nieprzesuwnego pola, przy którym można zmieniać albo natężenie lub częstotliwość w celu regulacji grubości osadzania warstwy metalicznej na wyrobie.

We francuskim opisie patentowym nr 2 410 247, należącym do JOHN LYSAGHT AUSTRALIA LIMITED, przedstawione jest urządzenie analogiczne, lecz geometria jest różna od geometrii stosowanej w poprzednim patencie, a oprócz tego, częstotliwość impulsów pola magnetycznego jest korzystnie ustalona na wielkość około 30 kHz.

W znanym z dotychczasowego stanu techniki sposobie ARBED, ujawnionym w opisie patentowym nr 882 069, przewiduje się stosowanie przesuwnego pola elektromagnetycznego, które oddziałuje na nadmiar ciekłego metalu przenoszonego przez arkusz metalu opuszczającego kąpiel do cynkowania.

Natomiast w niemieckim opisie patentowym nr 2 023 900 (należącym do ASEA) pokazane są wszystkie możliwości ocierania wyrobu poza kąpielą do cynkowania (wzdłużne, poprzeczne, przemienne nieruchome pole lub przesuwne polt^).

Twórcy wynalazku są świadomi tego, że pole magnetyczne jest bardzo wrażliwe, i dlatego można jedynie skutecznie kontrolować, o ile tylko czysto hydrodynamiczne zjawiska nie przesłaniają zjawisk pochodzenia magnetycznego. Łatwo zauważyć, że to zagadnienie nie zostało nigdzie poruszone w żadnym magnetycznym ocieraniu z dotychczasowego stanu techniki i, w konsekwencji problem ten postawiony w rozpatrywanym przypadku jest problemem całkowicie nowym.

W szczególności, we wszystkich wcześniejszych patentach dotyczących magnetycznego ocierania, wyroby hutnicze przeznaczone do pokrywania przechodzą pionowo przez kąpiel do cynkowania, której swobodna powierzchnia jest pozioma, i stąd, w tym przypadku nie ma możliwości ucieczki cieczy pokrywającej z obudowy do cynkowania. Jednak nowe ograniczenia w przemyśle pokryć powierzchniowych doprowadziły do badania rozwiązań w dziedzinie ocierania magnetycznego dla instalacji ciągłego cynkowania, takiej jaką ujawniono w opisie patentowym nr FR-2 647 814, należącym do FRANCE GALYa LORRaInE, która to instalacja jest rozmieszczona poziomo.

Znane są także inne urządzenia tego samego rodzaju, w szczególności z brytyjskiego opisu patentowego nr 777 213 i amerykańskiego opisu patentowego nr 834 692. Należy pamiętać, że w urządzeniu tego typu obudowa do cynowania ma otwory wejściowy i wyjściowy usytuowane w jednej linii z torem obrabianego produktu, górny poziom kąpieli płynu pokrywającego jest usytuowany ponad wymienionymi otworami, i z tego powodu konieczne jest zapewnienie urządzeń uszczelniających, mających za zadanie kompensowanie ciśnienia hydrostatycznego, które ma tendencję, w przeciwnym razie, do powodowania wypływu wymienionej cieczy z obudowy. Odpowiednio, można sądzić, że ciągła lub przemienna indukcja, takiego typu jaki jest powszechnie stosowany do magnetycznego ocierania, może, poprzez identyczny mechanizm fizyczny, przyczyniać się, przynajmniej częściowo, do zatrzymywania cieczy w obudowie.

O ile przemienne nierucnome pole nie w>nwawa,w zasadzia, addnej sidy o chyrokter/.e obrotowym w cieczy pokrywającej, (przeciwieństwo do pola przesuwnego), siła Lorenza wystarczająco intensywna, aby kompensować siły bezwładności kąpieli cynkującej może być jedynie wytworzona, przy tego typu polu, przy bardzo wysokiej częstotliwości i/lub silnym polu magnetycznym, co prowadzi, w pierwszym przypadku, do powierzchniowej głębokości (głębokość przenikania pola do wewnątrz ciekłego przewodnika) zbyt małej, aby mieć nadzieję na zatrzymanie wymienionej cieczy pokrywającej w bliskości wyrobu hutniczego i, w drugim przypadku, do kosztownego przewymiarowania urządzenia. W konsekwencji tego użycie urządzenia do magnetycznego ocierania z przemiennym nieruchomym polem jako środkiem uszczelniającym dla poziomej obudowy do cynkowania jest faktycznie wykluczone.

Odnośnie innego aspektu, należy być świadomym tego, że za pomocą dotychczasowych urządzeń do magnetycznego ocierania mogą być obrabiane jedynie wyroby hutnicze, które są całkowicie gładkie.

186 566

Obecnie wynalazcy uwypuklili zasadnicza rolę odgrywaną przez chropowatość powierzchni obrabianego wyrobu. Odnośnie tego, wiadomo, że tam, gdzie występuje zjawisko turbulencji hydrodynamicznej, chropowatość obrabianego wyrobu odgrywa większą rolę, ponieważ ciecz pokrywająca jest usytuowana w ograniczonej przestrzeni -, co zawsze ma miejsce w środku szczeliny lub cewki układu elektromagnetycznego wytwarzającego indukcję konieczną do wytworzenia siły Lorenza, zwłaszcza w wymienionej cieczy.

Można zauważyć w związku z poprzednim komentarzem, że wymiary poprzeczne i podłużne obudowy ograniczającej kąpiel do cynkowania były bardzo ważne z punktu widzenia hydrodynamiki. Nawet przy tym, strefa przejściowa pomiędzy rękawem i urządzeniem uszczelniającym i/lub urządzeniem do magnetycznego ocierania i wymiary poprzeczne oraz podłużne kanału wyjściowego, wokół którego jest wytwarzana indukcja magnetyczna odpowiedzialna za uszczelnianie, faktycznie odgrywają dominującą rolę w decydowaniu o jakości i grubości osadzanej warstwy, przy czym pewne z uzyskiwanych warunków nawet zaprzeczają niektórym tendencjom uprzednio wykorzystywanym w przypadku cynkowania gładkich wyrobów.

Celem wynalazku jest sposób pokrywania galwanicznego wyrobów hutniczych, przechodzących przez ciekłą kąpiel pokrywającą znajdującą się w obudowie.

Sposób pokrywania galwanicznego wyrobów hutniczych, przechodzących przez ciekłą kąpiel pokrywającą znajdującą się w obudowie wyposażonej w co najmniej jedno urządzenie uszczelniające i/lub urządzenie wycierające znajdujące się w sąsiedztwie kanału wylotowego wyrobu hutniczego, który przepuszcza się przez kąpiel w cieczy powlekającej znajdującej się w obudowie do galwanizacji i zawierające zespół indukcyjny usytuowany wokół kanału wylotowego i wytwarzający poprzeczne, przemienne pole elektromagnetyczne przesuwające się na powierzchni wyrobu hutniczego, według wynalazku charakteryzuje się tym, że najpierw oblicza się długość Lj, na którą stopiony materiał wpływa do kanału wylotowego poprzez obliczenie ciśnienia cząstkowego AP_m na podstawie definicji

APm = (Api/Li)*Li + APj_S0 +APc AP_m = sigma*V_m*Bff_ff gdzie Api jest ciśnieniem cząstkowym w tej części kanału wylotowego z obudowy, do której wpływa stopiony materiał do wspomnianego kanału wylotowego;

APi_So - izostatyczne ciśnienie cząstkowe będące funkcją gęstości stopionego materiału galwanizującego, przyspieszenia grawitacyjnego i wysokości cieczy pomiędzy ściankami obudowy;

AP_C - ciśnienie cząstkowe

Bef - jest indukcją skuteczną;

sigma jest przewodnością elektryczną stopionego materiału;

Vmjest współczynnikiem uwzględniającym geometrię cewki indukcyjnej, a następnie sprawdza się czy długość Li nie przekracza długości „Couttea” przepływu w kanale wyjściowym obudowy do galwanizacji, w taki sposób, że wspomniany przepływ staje się w zasadzie turbulentny, przy czym w razie potrzeby przyjmuje się i modyfikuje wymiar poprzeczny wspomnianej obudowy, jej długość, przekrój poprzeczny wspomnianego wyrobu, ich prędkość, lepkość dynamiczną wspomnianej cieczy powlekającej, poprzeczne wymiary wyjściowej części obudowy, prędkość przemieszczania ślizgającego się pola elektromagnetycznego oraz jego natężenie we wspomnianej cieczy i parametr reprezentatywny dla ewentualnej chropowatości wyrobu hutniczego.

Korzystnie grubość warstwy nałożonej na obrabiane wyroby hutnicze stanowi funkcję ich prędkości przepływu w obudowie do pokrywania galwanicznego i oblicza się ją ze wzoru:

δ = Ca *0^·* ^6)2/3/(7¹¾)¹⁷² gdzie = lepkość turbulentna w cewce indukcyjnej; γ = napięcie poweerzchniowe stopionego materiału galwanizującego; α = stała regul^ji;

Fe = siły na jednostkę objętości, w tym wypadku na jednostkę objętości, Fe oblicza się na podstawie obliczonego uprzednio wzoru APm/Li.

186 566

Korzystnie w przypadku, gdy stosuje się element indukcyjny typu uzwojenia wielofazowego, natężenie prądu przemiennego reguluje się wytwarzając indukcję skuteczną Bef, tak aby długość L wychodziła poza połowę długości indukcyjnego uzwojenia wielofazowego, jakie istnieje wokół kanału wylotowego z obudowy do galwanizacji.

Korzystnie w przypadku stosowania elementu indukcyjnego typu uzwojenia wielofazowego, częstotliwość wzbudzenia prądu przemiennego reguluje się wytwarzając indukcję skuteczną Bef, aby długość Lj była poza połową długości uzwojenia indukcyjnego, które występuje wokół kanału wylotowego z obudowy do galwanizowania.

Korzystnie szczelinę powietrzną w wielofazowym uzwojeniu indukcyjnym dobiera się tak, żeby stosunek półskoku biegunowego na wspomnianej szczelinie powietrznej nie był większy niż 3.

Wiadomo, że przepływ Couette'a jest przepływem, który charakteryzuje nieściśliwy i lepki płyn, który mcże być przewodnikiem lub nie, pomiędzy dwiema przypuszczalnie nieskończonymi równoległymi płytami, z których jedna jest wprowadzona w ruch równoległy do niej samej. Celem obliczeń hydrodynamicznych Couette'a jest ustalenie parametrów decydujących o rozkładzie prędkości przepływu pomiędzy tymi dwiema płytami, oraz komplikacji, które mogą przeszkadzać w związku z chropowatością powierzchni znajdujących się w kontakcie z płynem. Chodzi o przepływ w kierunku stycznym.

Zasady podobieństwa stosowane w mechanice płynów klasycznych, w celu rozwiązywania złożonych problemów w przepływach w sposób bezwymiarowy, wykazują, że model Couette'a może być zastosowany do problemu przepływu osiowosymetrycznego cieczy, wprowadzonej w ruch w przestrzeni pierścieniowej, której rdzeń porusza się przypuszczalnie ze stałą prędkością. W konsekwencji model ten nadaje się:

- z jednej strony do obliczania rozkładu prędkości przepływu cieczy pokrywającej, która znajduje się pomiędzy wewnętrznymi wzdłużnymi ściankami cylindrycznej obudowy do cynkowania i wyrobem hutniczym przemieszczającym się osiowo przez tę obudowę oraz,

- z drugiej strony, do obliczania rozkładu prędkości przepływu cieczy pokrywającej, która znajduje się pomiędzy wewnętrznymi ściankami kanału wyjściowego obudowy i wymienionym wyrobem.

Zgodnie z wynalazkiem, zdano sobie sprawę, że te dwa przepływy (oczywiście ciągłe) mają duży wpływ na grubość warstwy granicznej, laminamej lub turbulentnej i że wskazane jest uwzględnienie ich w celu obliczenia grubości warstewki cieczy unoszonej przez wyrób hutniczy, gdy wynurza się on, pionowo lub poziomo, ze swobodnej powierzchni kąpieli z cieczy zawartej w obudowie do cynkowania.

Ogólnie, grubość warstwy granicznej, laminamej lub turbulentnej, przepływu na wejściu do kanału wyjściowego obudowy do cynkowania musi być utrzymywana poniżej granicznej wartości, poza którą nie jest już możliwe kontrolowanie jej zwiększania. Wynika to bezpośrednio z faktu, że zgodnie z wynikami dowiedzionymi przez teorię magnetohydrodynamiczną, pola magnetyczne są tłumione dużo szybciej, niż wirowość w ciekłych przewodnikach. Ponieważ wirowość, zwana także wektorem wirowości, bezpośrednio reprezentuje turbulencję przepływu, więc zrozumiałym jest, że jej wpływ musi być ograniczony do stref cieczy pokrywającej, wewnątrz których działanie jednej lub więcej sił magnetycznych Lorenza jest potrzebne. Stąd, w korzystnym przypadku, tam gdzie długości Couette'a przepływu w obudowie i w jej kanale wyjściowym są znane i znajdują się pod kontrolą, ustalanie wymiarów urządzenia uszczelniającego i/lub urządzenia do ocierania dla obudowy do cynkowania może być wyrażone przy użyciu bezwymiarowych liczb normalnie używanych w magnetohydrodynamice, mianowicie, magnetycznej liczby Reynoldsa, parametru wzajemnego oddziaływania, liczby Hartmanna i dwóch parametrów związanych z geometrią przesuwnego przemiennego pola magnetycznego, które jest tak dobrane, aby utworzyć jedną siłę magnetyczną Lorenza lub więcej we wnętrzu przepływu.

Odpowiednio, rozwiązanie przedstawione przez wynalazek idzie po pierwsze w kierunku zmniejszenia długości obudowy do cynkowania, która, w odniesieniu do jej wymiarów poprzecznych i prędkości wyrobu musi pozostawać mniejszą od długości hydrodynamicznej Couette'a przepływu.

186 566

Z drugiej strony, ponieważ właściwe ustalanie wymiarów obudowy do cynkowania i jej kanału wyjściowego czyni możliwym nie dopuszczanie do warunków, przy których występuje turbulencja, tak aby przepływ w obszarze wyjściowym obudowy do cynkowania był bliski normalnemu przepływowi laminamemu, jaki istnieje przy wyjściu wyrobów obrabianych w pionowych urządzeniach do cynkowania. Oznacza to po prostu, że siła Lorenza wytwarzana na jednostkę objętości w kąpieli z cieczy przy przesuwnym, przemiennym polu magnetycznym, odgrywa, w rezultacie, analogiczną rolę jak siła ciężkości. Ta „hipoteza grawitacyjna” dla sił magnetycznych Lorenza, wytwarzanych w kąpielach do cynkowania przez zespół indukcyjny zamontowany w tym celu wokół kanału wyjściowego obudowy do cynkowania, umożliwia wzięcie pod uwagę tego, że kształt menisku utworzonego pomiędzy powierzchnią swobodną kąpieli i wyrobem hutniczym, który jest wyciągany z niej, prawie całkowicie reguluje grubość warstwy osadzonej na wymienionym wyrobie. W rezultacie, przy dokładnych warunkach ustalonych przez wynalazek, grubość ta będzie podana za pomocą wzoru, który jest całkowicie analogiczny do wzoru używanego we wspomnianym powyżej modelu hydrodynamicznym Landaua.

Należy zauważyć, że jeśli menisk jest utrzymywany dostatecznie blisko wejścia do kanału wyjściowego obudowy, co jest pożądane, jeśli chce się, aby pozostać bez długości Cuette'a odpowiadającej tej części obudowy, i że strefa zespołu indukcyjnego, w której jest wytwarzane przesuwne pole magnetyczne, jest stosunkowo długa, to jest jeszcze możliwe zastosowanie skutecznych środków dla zredukowania grubości warstewki cieczy tworzącej się przy wymienionym menisku. W tym względzie, należy odwołać się do tego, że w zasadzie siły bezwładności, z powodu ciśnienia izostatycznego ciekłej kąpieli w obudowie do cynkowania i zjawiska porywania przez wyrób metalurgiczny, będą zrównoważone poczynając od menisku dalej. W rezultacie, z tyłu za wymienionym meniskiem, siły Lorenza na jednostkę objętości działają tylko na warstewkę cieczy przylegającą do wyrobu hutniczego i mają tendencję czynienia tej warstewki cieńszą, stanowiąc w ten sposób „prawdziwe” magnetyczne ocieranie (to znaczy, wszystkie rozważania odnośnie uszczelniania są usunięte). Magnetyczne ocieranie w kanale wyjściowym obudowy przynajmniej po stronie za meniskiem, jest dlatego podobne do znanych z badań prowadzonych nad ścienianiem przepływu cieczy barotropowej ze „swobodną powierzchnią” (barotropowa, ponieważ hipoteza grawitacyjna nadal obowiązuje).

Chropowatość obrabianego wyrobu hutniczego ma wpływ na charakter przepływu i stąd na grubość osadzonej warstwy po opuszczeniu obudowy do cynkowania. Korzystnie użyto do tego modelu Karman-Nikuradze. Model ten, który został dokładnie zbadany w dziedzinie hydrodynamiki, umożliwia poznanie, szczególnie z odchylenia nomogramów, współczynnika tarcia do zastosowania odpowiednio do chropowatości wyrobu i liczby hydraulicznej Reynoldsa tego przepływu. Ważne jest dla dokładnego poznania przepływu uwzględnienie tego, co w hydrodynamice nazywa się prawem efektów powierzchniowych (proporcjonalnie zależny od spadku ciśnienia hydrostatycznego), które wpływa, w znacznym stopniu, na zachowanie się przepływu w bezpośredniej bliskości obrabianego wyrobu hutniczego.

Przedmiot wynalazku jest przedstawiony na rysunku, na którym fig. 1 jest przekrojem podłużnym obudowy, jej kanału wyjściowego, zespołu indukcyjnego i obrabianego pręta, fig. 2 jest wykresem podającym, z jednej strony grubość cynku osadzanego na pręcie do zbrojenia betonu o danej chropowatości i średnicy jako funkcji jego prędkości przechodzenia przez obudowę do cynkowania i, z drugiej strony, długość, na jaką ciekły cynk przenika do wnętrza kanału wyjściowego wymienionej obudowy.

Obudowa 1 do cynkowania przedstawiona na załączonej figurze zawiera dwa otwory, wejściowy 2 i wyjściowy 3, usytuowane wzdłuż osi drogi przebywanej przez przeznaczony do cynkowania wyrób hutniczy 4. Wyrób hutniczy 4 jest, w wybranym przykładzie wykonania, gładkim stalowym drutem lub prętem do zbrojenia betonu, który ma karby rozłożone bardziej lub mniej regularnie na jego powierzchni. Obudowa 1 jest usytuowana poziomo, na wyjściu z zespołu urządzeń do czyszczenia i podgrzewania, prowadzonego na przykład za pomocą indukcji i (na wyjściu z) urządzenia do chłodzenia, prowadzonego na przykład za pomocą wody, przy czym te różne klasyczne jednostki do obróbki termicznej nie są pokazane na rysunkach, tak aby nie zaciemniać obrazu rozpatrywanych tu środków do cynkowania i ocierania.

186 566

W obudowie 1 do cynkowania jest ciekła kąpiel korzystnie ciekły stop metalu, taki jak cynk, miedź, aluminium i ich zwykłe stopy (dlatego kąpiel ta może zawierać także małe ilości ołowiu itp). W kąpieli tej jest zanurzony wyrób hutniczy 4. Usytuowane poziomo otwory, wejściowy 2 i wyjściowy 3 obudowy 1 muszą być zaopatrzone w środki uszczelniające, które będą zapobiegały uciekaniu cieczy przez otwory 2, 3. W opisanym przypadku, zastosowano pole magnetyczne przeciwdziałające wypływowi metalu z otworów. Cewki 5, 6 o polu wielofazowym, są umieszczone wokół kanału wejściowego 1 i kanału wyjściowego 8 obudowy 1 wytwarzając tak jak w synchronicznych silnikach liniowych magnetyczne ciśnienie wsteczne w ciekłym przewodniku, który ma tendencję do wypływania przez kanał wejściowy 7 i kanał wyjściowy 8.

Poprzeczne wymiary kanałów 7, 8 są obliczane w funkcji średnicy wyrobu hutniczego 4, jego względnej przenikalności magnetycznej (rzędu 20 dla stali) i natężenia ślizgowego pola magnetycznego wytwarzanego przy przepływie prądu elektrycznego w cewkach 5, 6, tak że, w podłużnej pierścieniowej przestrzeni oddzielającej wyrób 4 od wewnętrznych ścianek kanałów 1, 8, linie pola magnetycznego biegną poprzecznie do osiowego kierunku przemieszczania się wyrobu hutniczego 4. W przypadku obrabiania wyrobów cylindrycznych o przekroju niekołowym, takich jak płaskowniki, taśmy lub elementy o innym poprzecznym przekroju, próbuje się utworzyć ślizgowe pole magnetyczne poprzeczne do przestrzeni pierścieniowej odpowiadającej danej geometrii. Jest to zawsze możliwe przy zastosowaniu magnetycznych osłon lub wentylatorów magnetycznych, które kształtują pole magnetyczne w wymagany sposób. Ponadto, ponieważ zwykle wytwarza się ślizgowe pole magnetyczne o niskiej częstotliwości, typowo poniżej kilkuset herców, a korzystnie 50 herców, więc straty magnetyczne powstające, na przykład, w osłonach magnetycznych pozostaną niskie.

Jeżeli proces cynkowania wymaga ciągłego dostarczania ciekłego środka pokrywającego do obudowy 1, kompensującego materiał osadzany na wyrobach hutniczych 4 przechodzących przez ten środek, wówczas kanał doprowadzający 9, w tym przypadku pionowy, łączy zbiornik z ciekłym środkiem z obudową 1. Aby hydrodynamiczne zakłócenia wynikające z tego doprowadzania były tak małe, jak to jest możliwe, według korzystnej cechy wynalazku, zaleca się położenie centralne ujścia kanału doprowadzającego 9 względem kanału wejściowego 7 i kanału wyjściowego 8 obudowy 1. Na obudowie 1 został także zamontowany kanał równoważący 10, umieszczony pionowo w położeniu centralnym, odpowiadającym, na przykład, położeniu kanału doprowadzającego 9, do którego wprowadzany jest ciekły środek pokrywający do wysokości, która umożliwia dokładne poznanie ciśnienia izostatycznego kąpieli do cynkowania. Ponadto, swobodna powierzchnia słupa cieczy z kąpieli w kanale równoważącym 10 zwykle styka się z gazem ochronnym, którego ciśnienie może być, jeśli zachodzi taka potrzeba, zmieniane za pomocą konwencjonalnych środków do zwiększania ciśnienia. Odpowiednio, w całym zespole do cynkowania jest korzystnie utrzymywana kontrolowana atmosfera, albo obojętna albo lekko redukująca, z przyczyn metalurgicznych dobrze znanych specjalistom w tej dziedzinie.

Z drugiej strony, jak już stwierdzono w opisie powyżej, strefa przejściowa 11 pomiędzy strefą centralną obudowy 1 i jej kanałem wyjściowym 8 jest rurą zbieżną, która umożliwia ograniczenie ryzyka wystąpienia turbulencji w ciekłym środku przepływającym przez tę część obudowyl. ... . . , .

Według wynalazku, pierwszym problemem do rozwiązania jest ustalenie wielkości wielofazowej cewki indukcyjnej 6 na wyjściu, tak aby mógł być uzyskany efekt uszczelniający w otworze wyjściowym 3 z obudowy 1, a potem należy ustalić wszystkie pozostałe parametry urządzenia, które umożliwia uzyskanie wymaganego ocierania. Te dwa aspekty wynalazku zostaną rozpatrzone jeden po drugim.

1. Problem uszczelnienia

Zajęcie się problemem uszczelnienia, jak to wyszczególniono powyżej, wymaga znajomości całkowitego ciśnienia hydrodynamicznego wywieranego na równoważący menisk (lub swobodną powierzchnię) cieczy pokrywającej w kanale wyjściowym 8 obudowy 1. Znajomość tego całkowitego ciśnienia potem umożliwia obliczenie siły Lorenza na jednostkę objętości, która jest konieczna do utrzymania swobodnej powierzchni cieczy pokrywającej na

186 566 pewnym poziomie od kanału kanału wyjściowego 8 obudowy 1, zgodnie z powyżej określonymi zasadami.

Ponieważ wymiary poprzeczne obudowy 1 są zwykle mniej znaczące w porównaniu z wymiarem poprzecznym przeznaczonego do obróbki wyrobu hutniczego 4, więc konieczne jest potraktowanie przepływu cieczy w obudowie 1 jako osiowosymetrycznego przepływu Couette'a, który jest ustalony w pierścieniowej przestrzeni pomiędzy wyrobem hutniczym 4 i wewnętrznymi ściankami obudowy 1. Zasady podobieństwa dające się zastosować w tym zagadnieniu wykazują, że ten pierścieniowy przepływ jest podobny do przepływu tej samej cieczy pomiędzy dwiema płaskimi płytami, które są rozmieszczone w odległości równej czterokrotnej wielkości przestrzeni pierścieniowej (zostanie to pokazane później), przy czym jedna z tych dwóch płyt jest przemieszczana dokładnie z prędkością wyrobu hutniczego 4 przechodzącego przez obudowę 1 do cynkowania.

Oczywiście, analogiczne obliczenie Couette'a musi być także przeprowadzone w celu poznania fizycznych warunków przepływu w części kanału wyjściowego 8 obudowy 1, w którą wchodzi ciecz pokrywająca.

1.1. Obliczanie ciśnienia całkowitego, które ma być kompensowane w celu uszczelnienia obudowy.

Ciśnienie całkowite jest sumą następujących ciśnień cząstkowych:

- izostatycznego ciśnienia cząstkowego Piso, w centralnej części obudowy 1, którego wartość jest dana po prostu za pomocą klasycznego obliczenia Archimedesa, mianowicie iloczynu gęstości cieczy (ciekły cynk), przyspieszenia powodowanego siłą ciężkości i wysokości cieczy pomiędzy ściankami obudowy 1 i wyrobem hutniczym 4. Dla słupa ciekłego cynku o temperaturze 450°C i wysokości cynku równej 2 centymetry, to pierwsze ciśnienie cząstkowe wynosi 1350 Pa. Należy zauważyć, że ciśnienie zasilania obudowy 1 przez kanał doprowadzający 9, równoważy całkowicie część wynikającą z wysokości cynku w kanale równoważącym 10.

- ciśnienia cząstkowego wywoływanego przez urządzenie uszczelniające po stronie wejścia, to znaczy przez wielofazową cewkę indukcyjną 5 zamontowaną wokół kanału wejściowego 7 obudowy 1 do cynkowania. Zakłada się, że ciśnienie to akurat równoważy siły bezwładności w otworze wejściowym 2, co jest prawdziwe we wszystkich przypadkach, ponieważ to ciśnienie po stronie wyjścia ma udział, rzeczywiście, w wysokości słupa cieczy pokrywającej w kanale równoważącym 10.

- ciśnienia cząstkowego Pc, które wynika z porywania cieczy pokrywającej wyrób hutniczy 4 przechodzący przez centralną strefę obudowy 1.

- ciśnienia cząstkowego Pi, które wynika z porywania cieczy pokrywającej wyrób hutniczy 4 przechodzący przez kanał wyjściowy obudowy 1.

Zgodnie z wynalazkiem te dwa ciśnienia cząstkowe pochodzące od porywania cieczy są obliczane z podobnych przepływów Couette'a, przy uwzględnieniu długości strefy centralnej obudowy 1, długości kanału wyjściowego 8, na jaką wpływa cynk, jak również spadku obciążenia na jednostkę długości w strefie centralnej i odpowiednio w kanale wyjściowym 8 obudowy 1.

a) długość obudowy 1 do cynkowania

Dobór długości obudowy ma wpływ na charakter przepływu cieczy w pobliżu wyrobu hutniczego 4: laminamy, lekko turbulentny lub turbulentny. Obliczanie obejmuje dobór, a priori, długości obudowy i sprawdzenie, a posteriori, czy jest ona mniejsza od krytycznej długości Couette'a w obudowie 1. Zgodnie z geometrią obudowy 1 pokazaną na rysunku, która jest symetryczna względem centralnej strefy zasilania, długością stosowaną w obliczeniach jest, w rzeczywistości, połowa długości Lc obudowy, którą tu przyjęto jako równą 25 cm

b) spadek obciążenia na długości w centralnej strefie obudowy

Spadek obciążenia na jednostce długości jest klasycznie związany z siłami tarcia na jednostkę powierzchni. W przypadku, gdy rozważana jest osiowosymetryczna obudowa do cynkowania, wówczas ten związek jest wyrażany jako funkcja średnicy hydraulicznej przestrzeni pierścieniowej pomiędzy wyrobem hutniczym 4 i wewnętrznymi ściankami obudowy 1, gęstości cieczy pokrywającej, kwadratu prędkości przepływu i współczynnika spadku obciążenia, który sam jest proporcjonalny do ogólnego współczynnika tarcia zależnego od chropo10

186 566 watości powierzchni i liczby Reynoldsa charakteryzującej przepływ, to znaczy ostatecznie, prawo wpływów powierzchniowych, w bliskości wyrobu hutniczego 4.

bl) średnica hydrauliczna stosowana w obliczeniach

Czysto dynamiczna analiza rozkładu prędkości terbulentnngo przepływu Couette'a pomiędzy dwiema płaskimi płytami umożliwia całkiem łatwe obliczenie, że średnica hydrauliczna stosowana w obliczeniach dla kanału pierścieniowego jest równa czterokrotności przestrzeni pierścieniowej. Należy zauważyć, że przyjmuje się stan zakładający, że przepływ jest terbulnytyy, ponieważ przybliżone obliczenie hydraulicznej liczby Reynoldsa w bliskości wyrobu hutniczego 4 przemieszczającego się z dość dużą prędkością (mianowicie Vb = 1 m/s) wykazuje, że warunki przepływu są z pewnością turbulentne.

Obudowa do cynkowania 1 jest prawie cała cylindryczna i ma średnicę Tc, która jest bardziej lub mniej stała i która w kolejno przytaczanych przykładach liczbowych będzie przyjmowana jako równa 40 mm.

Średnica obrabianego w niej wyrobu hutniczego 4 jest przyjmowana jako równa 10 mm, co daje przestrzeń pierścieniową równą 15 mm i średnice hydrauliczną Dpe wynoszącą 60 mm w centralnej strefie obudowy 1.

b2) prawo efektów powierzcPniowycP

W przypadku kanału pierścieniowego o danej chropowatości, w którym jest ustalony przepływ, którego liczba Reynoldsa jest znana, współczynnik spadku obciążenia jest znany jako proporcjonalny do ogólnego współczynnika tarcia Cf, który może być otrzymany za pomocą wzorów lub nomogramów Karman-Nikuradzń. Wzory te obowiązują również przy całkowicie gładkich powierzchniach.

- hydrauliczna liczba Reynoldsa Rw jest obliczana jako funkcja średnicy hydraulicznej Dhc, prędkości Vb (która jest maksimum dla prędkości przeciętnego przepływu) i lepkości kinematycznej cynku w rozważanej temperaturze (rzędu 450°). Znajduje się wrtość Rw = 120 000, która oznacza, że przepływ jest z pewnością lekko terbelentny.

- przyjmuje się, że zastępcza równomierna chropowatość powierzchni wyrobu hutniczego 4, dla prętów do zbrojenia betonu o średnicy 10 mm, wynosi 0,35 mm.

- następnie nomogramy Karman-Nikuradzń podają ogólny współczynnik tarcia C& = 0,0083, który umożliwia obliczenie współczynnika spadku obciążenia w centralnej strefie obudowy 1.

c) ciśnienie cząstkowe spowodowane porywaniem w centralnej strefie obudowy

To ciśnienie cząstkowe Pc jest równe połowie długości L obudowy pomnożonej przez uprzednio obliczony współczynnik spadku obciążenia. Obliczona wartość wynosi Pc = 190 Pa (lub 19 milibarów).

c) ciśnienie cząstkowe spwwodowane dsrywaniem w eeędctk^utark wyłecioo'ego w goudowy, do której przenika cynk

To ciśnienie cząstkowe Pi jest równe długości L, cynku w kanale 8 pomnożonej przez współczynnik spadku obciążenia przepływu do kanału 8.

Zasada obliczania tego ostatniego współczynnika jest identyczna jak opisana szczegółowo zasada obliczania współczynnika spadku obciążenia w centralnej strefie obudowy 1, a jedyną różnicę stanowią wartości liczbowe wstawiane do obliczenia.

Odpowiednio, hydrauliczna liczba Reynoldsa Rei jest obliczana jako funkcja średnicy hydraulicznej Dpi kanału pierścieniowego pomiędzy wyrobem hutniczym 4 i wewnętrznymi ściankami kanału wyjściowego 8, którego średnica Tf wynosi 16 mm, co daje przestrzeń pierścieniową e, równą 3 mm i, stąd, Dp, równą 12 mm. W tych warunkach Rei ma wartość około 24 000.

Ponieważ zastępcza równomierna chropowatość powisrocpyi wyrobu hutniczego 4 jest dalej oczywiście ta sama, więc nomogramy Ksrmαy-NikerαdzS podaj ją ogólny współczynnik tarcia Cfc- 0,0146.

Ponieważ, a priori, długość L, nie jest znana, wylicza się najpierw gradient ciśnienia porywania w kanale wyjściowym 8, który wynosi 12 900 Pa/m, a potem zapisuje się ciśnienie równowagi na men^ku na wyjściu z kąpieli do cynkowania.

186 566

1.2. Obliczanie siły Lorenza wymaganej dla utrzymania kawałka cynku wewnątrz obudowy 1 do cynkowania

Suma ciśnień uprzednio obliczonych, mianowicie (Piso + Pc + Pi) musi być zrównoważona przez ciśnienie magnetyczne na jednostkę objętości P_m wytwarzane w cynku przez przesuwne poprzeczne pole wytwarzane przez wielofazową cewkę indukcyjną 6 na wyjściu z obudowy 1.

Wiadomo, że ciśnienie magnetyczne P_m jest równe iloczynowi przewodności elektrycznej cynku w danej temperaturze, kwadratu skutecznej indukcji Bef, długości Li na której działa to pole i współczynnika V_m, który uwzględnia geometrię cewki indukcyjnej 6. Jeśli wybierze się biegunowy półposkok uzwojenia równy 7 cm i częstotliwość wzbudzenia 50 Hz - te dwie wartości zapewniają prędkość przemieszczania przesuwnego pola magnetycznego, czasami zwaną prędkością przesuwania -, skuteczną indukcję B_ef· dobraną jako równą 0,07 Tesli, to uzyskany gradient ciśnienia magnetycznego konieczny do utrzymania kawałka cynku wewnątrz obudowy do cynkowania wynosi 87 000 N/m3.

Wówczas może być obliczona wielkość długości Li można sprawdzić, czy jest ona mniejsza od długości Couette'a. W tym przypadku otrzymano wartość Li = 2,1 cm, co wskazuje, że cynk przenika tylko w małych granicach do kanału wyjściowego 8, ponieważ długość cewki indukcyjnej 6, dana przez biegunowy półposkok wynosi 28 cm.

Ogólnie przyjmuje się taki układ, że ciecz pokrywająca nie przenika dalej niż pół długości cewki indukcyjnej 6, który to warunek może być spełniony:

- albo przez wyregulowanie częstotliwości wzbudzenia prądu zmiennego wytwarzającego skuteczną indukcję Beff

- albo przez wyregulowanie natężenia tego prądu zmiennego.

2. Problem ocierania

Grubość osadzania na wyrobie hutniczym 4 jest zwykle obliczana w dwóch etapach, a mianowicie:

- w obrębie strefy kanału wyjściowego 8, do wewnątrz której przenika cynk (lub na długości Li), siła na jednostkę objętości pochodzenia magnetycznego V_m jest porównywalna z siłą grawitacyjną. Dlatego można przyjąć, że wyniki z modelu Landaua i Levitcha, który został opracowany w celu poznania grubości przenoszonej przez płaską płytę wyciąganą pionowo z poziomej kąpieli z cieczy, nadają się do zastosowania w tej strefie kanału wyjściowego 8,

- w części kanału wyjściowego 8 usytuowanego z tyłu za równoważącym meniskiem ciekłej kąpieli przesuwne poprzeczne pole magnetyczne oddziałuje na warstewkę cieczy i ścienią ją, przy czym grubość tej warstewki przy wymienionym menisku jest równa grubości przewidzianej przez uprzednie obliczenia według Landaua i Levitcha.

2.1. Grubość warstewki cieczy uzyskana za pomocą modelu Landaua i Leritcha

Model ten, poprzez użycie skomlikowanego wzoru, który można znaleźć w pracy wspomnianej powyżej, uwzględnia napięcie powierzchniowe cieczy (w tym przypadku ciekłego cynku o temperaturze 450°C), jej turbulentną dynamiczną lepkość (która sama jest proporcjonalna do ogólnego współczynnika tarcia Cf), prędkość Vb wyrobu 4 i natężenie sił na jednostkę objętości wywoływanych w cynku, które zostały właśnie wyliczone w związku z problemem uszczelnienia.

Przy obliczaniu grubości uzyskanej za pomocą tego modelu można zauważyć, że zmienia się ona odwrotnie do pierwiastka kwadratowego z natężenia sił pochodzenia magnetycznego na jednostkę objętości. Ten oczekiwany wynik wskazuje, że możliwe jest dość dokładne zmienianie rozpatrywanej grubości poprzez zwiększanie lub zmniejszanie natężenia tych sił na jednostkę objętości, poprzez, głównie, wykorzystanie natężenia skutecznej indukcji magnetycznej B_ef. To regulowanie, zmieniające położenie menisku w kanale wyjściowym, jest możliwe w zakresie wartości Beff, dla którego, zgodnie z kryterium wspomnianym powyżej, ciecz pokrywająca nie przenika do wewnątrz kanału wyjściowego 8 poza połowę długości cewki indukcyjnej 6. To kryterium z grubsza pokrywa się z kryterium, według którego L, nie przekracza długości Couette'a dla przepływu w kanale wyjściowym 8 obudowy 1 do cynkowania, to znaczy, że wymieniony przepływ pozostaje lekko turbulentny. Jeśli jedno z tych

186 566 kryteriów nie jest spełnione, to turbulencja czyni model Landaua i Levitcha całkowicie nieodpowiednim.

2.2.Długość skutecznego magnetycznego ocierania

Ta długość skutecznego magnetycznego ocierania jest określana jako długość resztkowa kanału wyjściowego 8, usytuowana za meniskiem równoważącym kąpieli do cynkowania i na której jest w stanie działać poprzeczne przesuwne pole magnetyczne.

Możliwości dokonywania regulacji grubości za pomocą tych środków są jednak zredukowane, ponieważ wszystkie te cechy obudowy 1 i cewki indukcyjnej 6 sąjuż ustalone. Obliczenie ścieniania warstewki cieczy występującego aż do końca po stronie wyjścia kanału wyjściowego 8 może być przeprowadzone za pomocą obliczenia przepływu przy „swobodnej powierzchni” warstewki cieczy na powierzchni chropowatego wyrobu hutniczego 4. W rzeczywistości ścienianie to jest w większości przypadków nieznaczne.

Przy obliczaniu ocierania, którego praktyczne przybliżenie jest ogólnie poprawne, uwzględnia się tylko grubość warstewki cieczy danej przez model Landaua i Levitcha.

Ustalanie wymiarów obudowy 1 do cynkowania i jej cewki indukcyjnej na wyjściu zależy przede wszystkim od wymiarów i od możliwej chropowatości wyrobu hutniczego przeznaczonego do pokrywania wybranym ciekłym metalem. Następnie ustala się geometrie cewki indukcyjnej 6, tak aby, blisko powierzchni wyrobu 4, wytwarzane pole magnetyczne było poprzeczne i przesuwne. Następnie szuka się, dla szerokiego zakresu prędkości Vb przechodzenia wyrobu 4 przez obudowę 1, częstotliwości, biegunowego poskoku i natężenia skutecznej indukcji Bef, których przyjęcie jest zalecane dla zrównoważenia ciśnienia pod pierwsza połową cewki indukcyjnej 6. Aby rozproszenie magnetyczne nie stało się zbyt duże, według dodatkowej zasady dotyczącej ustalania wymiarów przyjmuje się szczelinę tak^ że stosunek biegunowego półposkoku do wymienionej szczeliny nie jest większy od 3. Określa to współczynnik zwany „współczynnikiem osłonowym” pomiędzy skuteczną indukcją B_ef i indukcją B0 wytworzoną przez cewkę indukcyjną, która jest otrzymana za pomocą prawa Byota i Savarda, i odpowiada geometrii uzwojeń cewki indukcyjnej 6. Następnie stosując model Landaua i Levitcha oblicza się grubości osadzania na wyrobie hutniczym 4 odpowiadające każdej z wybranych prędkości Vb. Możliwe jest również pokazanie na tym samym wykresie długości Li, na jaką ciecz pokrywająca przenika do wewnątrz kanału wyjściowego 8 obudowy 1. Wykres taki, odpowiadający przykładowi rozpatrywanemu powyżej, jest podany na fig. 2.

Poniżej przedstawiono konkretne przykłady wykonania sposobu pokrywania galwanicznego wyrobów hutniczych, przechodzących przez ciekłą kąpiel pokrywającą znajdującą się w obudowie będącego przedmiotem niniejszego zgłoszenia.

W przykładach wykonania według zgłoszenia patentowego, należy wziąć pod uwagę następujące problemy, jakie rozwiązuje wynalazek:

- wymiary wielofazowej cewki indukcyjnej 6 na wyjściu, tak, żeby mógł powstać efekt uszczelnienia w dyszy wylotowej 3 osłony 1;

- wymiary wszystkich pozostałych parametrów instalacji dla uzyskania pożądanego procesu oczyszczania.

1) Problem uszczelnienia

1.1) Obliczanie ciśnienia całkowitego, które musi być skompensowane w celu uszczelnienia osłony

Ciśnienie całkowite wymagające skompensowania w celu uszczelnienia osłony jest równe izostatycznemu ciśnieniu cząstkowemu Piso w centralnej części osłony 1 zwiększonemu o ciśnienie cząstkowe Pc wynikającemu z porywania powłoki przez produkt metalurgiczny 4 przepływający przez strefę centralną osłony 1 zwiększonemu o ciśnienie cząstkowe Pi wynikające z porywania cieczy pokrywającej przez produkt metalurgiczny 4 przepływający przez kanał wylotowy osłony 1, tj.

APcałkowite = Δ Pi + APiso + AP_c (1)

Ponadto izostatyczne ciśnienie cząstkowe Piso wynika po prostu z klasycznych obliczeń Archimedesa, a mianowicie z produktu o gęstości cieczy, przyspieszenia grawitacyjnego i wysokości cieczy pomiędzy ściankami osłony 1 i wyrobu 4, tj.

Piso = ro*g*h (2)

186 566 gdzie ro = gęstość stopionego cynku w temperaturze 450°C = 6900 kg/m³ g = przyspieszenie grawitacyjne = 9,81 m/s h = 2 cm skąd wynika: Pis = 6900*9,81*2*10'² = 1 353,78 Pa

Należy zwrócić uwagę na to, że wartość ta została skorygowana do 1 350 Pascali.

Nadal trzeba obliczyć APi i Ap_c.

Oba te ciśnienia cząstkowe oblicza się z podobnych przepływów „Couttza” uwzględniając długość strefy centralnej osłony 1, długość kanału wylotowego 8, w który wnika cynk, a także straty obciążenia na jednostkę długości, odpowiednio, we wspomnianej strefie centralnej i kanale wylotowym 8 osłony.

a) Długość osłony galwanicznej 1, jaką trzeba zastosować

Długość, jaką trzeba wziąć pod uwagę stanowi połowę długości Lc osłony, i przyjęto ją tutaj za równą 25 cm, co daje Lc - 25 cm.

Należy zwrócić uwagę, że obliczenie to składa się z wybierania, z góry, długości osłony i weryfikowania, później, czy jest mniejsza od krytycznej długości „Couttza” w osłonie 1, czy przepływ ciecz w pobliżu produktu metalowego 4 jest laminamy, lekko turbulzntny lub turbulentny

b) Strata obciążenia na jednostkę długości w centralnej strefie osłony

Po pierwsze, wzięto pod uwagę, że, z definicji, ciśnienie cząstkowe jest równe:

APc = (Π *ł„*Lc*;tc)/( Π *D_m*ec) (3) gdzie τ - 1/2roVb²Cf (3') gdzie Cfc, które występuje w całkowitym współczynniku tarcia zależy głównie od liczby hydraulicznej Reynoldsa Rec.

Ponadto, zwrócono uwagę na to, że: φ = średnica produktu metalurgicznego 4 = 10 mm Zc = pierścieniowa przestrzeń =15 mm Dm = φ, + ec = 25 mm

Ponadto należy wziąć pod uwagę, że, z definicji, liczba hydrauliczna Reynoldsa Rec jest równa:

Rec = (V_b*DHe)/v (4) gdzie v = μ/ro = 5*10‘⁷ m2/s, dla stopionego cynku w temperaturze 450°C.

Na tej podstawią Rec = 120 000

Ponadto ekwiwalentna równomierna chropowatość powierzchni produktu metalurgicznego 4 definiowana jako ε jest równa 0,35 mm.

Określa się chropowatość względna jako ε/φΗεΖ//^0=0,0058 i odczytuje się z wykresu Karmana-Nikuradzzgo wartość całkowitego współczynnika tarcia Cfc = 0,0083.

Umożliwia to obliczenie wartości tc x_c = 1/2 rovb2CFc (3') gdzie: ro = gęstość objętościowa stopionego cynku w temperaturze 450°C = 6900 kg/m3.

Vb -1 m/sekunda z tego Tc = 28, 635

Zastępuje się obliczoną wartość yc równaniu (3) i uzyskuje się:

AP_C = (Π *10* 10‘3*25 * 10'2*28,63 5) / (Π *25 * 10-3* 15* 10-3) = 190,9

Należy zwrócić uwagę, że APc można również napisać w następujący sposób:

AP_e = λ, L_c (5) gdzie λ odpowiada współczynnikowi strat obciążenia:

λ = (Π *Φ,*Το) / (Π *Dm*ec) (^)

Obliczono również AP^ i ciśnienie cząstkowe APc.

Nadal trzeba obliczyć ciśnienie cząstkową AP, w części kanału wylotowego 8 z osłony 1, do której przenika cynk. Należy najpierw zwrócić uwagę na to, że, z definicji:

APi/Li = (f^b*T·,) / (Π*Dm*ei) <77 gdzie tc = 1/2 rovb2 Cfc ((')

186 566

Zauważono, jak już wykazano poprzednio, że Cf_c zależy od liczby hydraulicznej ReynoldsaRej = <)>b + ej.

Ponadto mamy:

Rei=(V_b*D_Hi)/v (8) gdzie v - μ/ro = 5* 10'⁷ m²/s - dla stopionego cynku w temperaturze 450°C gdzie Dni =12 mm e, = 3 mm

Dm = <J>b + e, - 13 mm <j>b = 10 mm V_b = 1 m/s stąd Re, = (1 * 12* 10³) / (5* 10'⁷) = 24000

Ekwiwalentna równomierna chropowatość powierzchni zdefiniowana przez ε, jak już pokazano wcześniej, jest równa 0,35 mm.

Obliczono chropowatość względną ε/DH = 0, 0292

Z załączonego wykresu odczytuje się:

C_Fc = 0,0146

Umożliwia to obliczenie, po podstawieniu tych wartości do równania (7'): τ; = (1*6900* l²*0,0146) /2 Stąd Ti - 50, 37

Obliczono, wstawiając wartość Ti do równania (7) wartość APj/Li.

Stąd APj/Li= 12 923 Pa/m

Wartość tę skorygowano w przykładzie wykonania do 12 900 Pa/m.

1.2.) Obliczenie siły Lorentza potrzebnej do trzymania żużla cynku wewnątrz osłony galwanizacyjnej 1

Suma obliczonych poprzednio ciśnień, a mianowicie APj_S0, AP_C i ΔΡ, musi być zrównoważona ciśnieniem magnetycznym na jednostkę objętości P_m wytwarzanym w cynku przez poślizg poprzeczny pola wytwarzanego przez wielofazową cewkę indukcyjną 6 na wylocie osłony 1.

Z definicji:

AP_m = (A_Pi/Li)*Li + AP_iso +AP_C (9)

Ponadto z definicji:

AP_m = sigma* V_m*B²eff (10) gdzie Beff - jest indukcja skuteczną sigma jest przewodnością elektryczną stopionego cynku w temperaturze 450°C = 2,422 *10⁶*m

V_m jest współczynnikiem uwzględniającym geometrię cewki indukcyjnej 6

V_m = V_g(l-S) (11) gdzie S jest współczynnikiem poślizgu = 0,1

V_g = 2aF z a =1/2 połowy skoku biegunowego = 7 cm w przykładzie wykonania

F = częstotliwość = 50 Hz

Stąd V_m = 2*7*10’²*50*0,9 tj.V_m = 6,3 i dla wartości B_eff równej 0,07 Tesli uzyskujemy, wprowadzając te wartości w równanie (10): ΔΡ™ = 87 053,4*Lj.

Należy zwrócić uwagę, że AP_m/Lj zostało skorygowane w przykładzie wykonania do wartości 87 000 N/m³.

Wprowadzając obliczone wartości APj/Lj, AP_iso i AP_C w równanie (9) uzyskujemy:

(9) <.. .> 87053, 4Lj = 12923Li + 1353,78 + 190,9 <- - - > Li = (1353,78 + 190,9)/(87053,4 - 12923)

Lj = 0,020837, co odpowiada około Lj = 2,1 cm

186 566

W ten sposób weryfikuje się, ccy cynk przmika w małym soopniu do kanaabt 8, ponieważ długość cewki indukcyjnej 6 wynikająca z biegunow-ej połowy skoku e est równa 28 cm.

2) Problem oczyszczania

Grubość warstwy osadzanej na produkcie metalurgicznym 4 wynika z modelu Landaua Levitcha, gdzie mamy:

δ = (^(^^^/(/¾^ 022 gdzie

14* - lepkość turbulentna w cewce indukcyjnej y = napięcie powierzchniowe stopionego cynku w 450°C = 0,7δ N/m a = stała regulacji = 0,15 dla żelazobetonu

Fe = siły na jednostkę objętości

W tym wypadku siła na jednostkę objętości Fe wynika z obliczonego poprzednio APm/Lj.

Należy zwrócić uwagę na to, że model Landaua Levitcha można stosować tylko do lekko turbulentkego lub laminamego przepływu cieczy.

Z tego względu obserwuje się, że grubość zmienia się odwrotnie do pierwiastka kwadratowego z natężenia sił pochodzenia magnetycznego na jednostkę objętości w taki sposób, że można modyfikować grubość zwiększając albo zmniejszając natężenie sił na jednostkę objętości APm/L, (Fe), co, zgodnie z równaniem (10) zależy od efektywnej indukcji magnetycznej Bef.

Jednakże konieczne jest, żeby długość Lj nie przekraczała długości „Couttea” przepływu w kanale wylotowym δ osłony galwanizującej 1 w taki sposób, żeby wspomniany przepływ pozostał lekko laminamy albo turbulentny (dla umożliwienia zastosowania modelu LandauaLevitcha).

Oznacza to konieczność zachowania warunków, zgodnie z którymi długość „Couttea” związana z przepływem ciekłej powłoki w osłonie oraz jej kanale wylotowym pozostawałaby na poziomie niższym od wartości krytycznych, poza którymi wspomniane przepływy stają się wyraźniej turbulentne (przepływy te muszą być laminame albo lekko turbulentne)!

Z tego względu przykład wykonania jest wystarczająco jasny dla umożliwienia osobie o odpowiednich umiejętnościach realizację tego sposobu i zastrzeżenia 1 i następne nadają się do patentowania.

Ponadto, na fig. 2 przedstawiono, po pierwsze, grubość cynku δ, obliczoną według modelu Landaua Levityha (lewa rzędna wyrażona w mikrometrach), osadzoną na produktach metalurgicznych (żelazobeton) o znanej chropowatości i średnicy w zależności od prędkości produktu (odcięta wyrażona w m/minutę) przez osłonę galwanizującą (krzywa pełna) oraz, po drugie, długość Li (prawa rzędna wyrażona w centymetrach), wzdłuż której ciekła powłoka wnika w kanał wylotowy δ osłony w zależności od prędkości produktu we wspomnianej osłonie (odcięta) (krzywa punktowa).

Większość z powyższych wyników zachowuje również ważność w przypadku pionowego urządzenia do cynkowania.

186 566

/00 ftn/mfyj 196 produkt

Departament Wydawnictw UP RP. Nakład 50 egz.

Cena 4,00 zł.

Claims (5)

Zastrzeżenia patentowe

1. Sposób pokrywania galwanicznego wyrobów hutniczych, przechodzących przez ciekłą kąpiel pokrywającą znajdującą się w obudowie wyposażonej w co najmniej jedno urządzenie uszczelniające i/lub urządzenie wycierające znajdujące się w sąsiedztwie kanału wylotowego wyrobu hutniczego, który przepuszcza się przez kąpiel w cieczy powlekającej znajdującej się w obudowie do galwanizacji i zawierające zespół indukcyjny usytuowany wokół kanału i wytwarzający poprzeczne, przemienne pole elektromagnetyczne przesuwające się na powierzchni wyrobu hutniczego, znamienny tym, że najpierw oblicza się długość (Li), na którą stopiony materiał wpływa do kanału wylotowego poprzez obliczenie ciśnienia cząstkowego (APm) na podstawie definicji

APm = (Api/Li)*Li + APi_So +AP_C AP_m = sigma*V_m*B²eff gdzie Api jest ciśnieniem cząstkowym w tej części kanału wylotowego z obudowy, do której wpływa stopiony materiał do wspomnianego kanału wylotowego

APjso - izostatyczne ciśnienie cząstkowe będące funkcją gęstości stopionego materiału galwanizującego, przyspieszenia grawitacyjnego i wysokości cieczy pomiędzy ściankami obudowy

APc - ciśnienie cząstkowe

Beff- jest indukcją skuteczną sigma jest przewodnością elektryczną stopionego materiału

Vmjest współczynnikiem uwzględniającym geometrię cewki indukcyjnej, a następnie sprawdza się czy długość (Li) nie przekracza długości „Couttea” przepływu w kanale wyjściowym obudowy do galwanizacji, w taki sposób, że wspomniany przepływ staje się w zasadzie turbulentny, przy czym w razie potrzeby przyjmuje się i modyfikuje wymiar poprzeczny wspomnianej obudowy, jej długość, przekrój poprzeczny wspomnianego wyrobu, ich prędkość, lepkość dynamiczną wspomnianej cieczy powlekającej, poprzeczne wymiary wyjściowej części obudowy, prędkość przemieszczania ślizgającego się pola elektromagnetycznego oraz jego natężenie we wspomnianej cieczy i parametr reprezentatywny dla ewentualnej chropowatości wyrobu hutniczego.

2. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że grubość warstwy nałożonej na obrabiane wyroby hutnicze stanowi funkcję ich prędkości przepływu w obudowie do pokrywania galwanicznego i oblicza się ją ze wzoru:

δ δ(α . (Pi*.

gdzie μι* = lepkość turbulentna w cewce indukcyjnej γ = napięcie powierzchniowe stopionego materiału galwanizującego α α stała regulacji

Fe = siły na jednostkę objętości, w tym wypadku na jednostkę objętości, Fe oblicza się na podstawie obliczonego uprzednio wzoru APm/Li.

3. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że w przypadku, gdy stosuje się element indukcyjny typu uzwojenia wielofazowego (6), natężenie prądu przemiennego reguluje się wytwarzając indukcję skuteczną (Bef), tak aby głębokość (Li) wychodziła poza połowę długości indukcyjnego uzwojenia wielofazowego (6), jakie istnieje wokół kanału wylotowego (8) z obudowy (1) do galwanizacji.

4. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że w przypadku stosowania elementu indukcyjnego typu uzwojenia wielofazowego (6), częstotliwość wzbudzenia prądu przemiennego reguluje się wytwarzając indukcję skuteczną (Bef), aby długość (Li) była pozą połową

186 566 długości uzwojenia indukcyjnego (6), które występuje wokół kanału wylotowego (8) z obudowy (1) do galwanizowania.

5. Sposób wóbług złutrz. 4, znamienny tym, że szczelinz powiptrzną w widofazowazn uzwojeniu indukcyjnym (6) dobiera się tak, żeby stosunek półskoku biegunowego na wspomnianej szczelinie powietrznej nie był większy niż 3.