。1044· 北京科技大学学报 第31卷 0.011 本文实验结果表明，微熔池的质量为1.5~2.0g时 339A 纺丝过程可以获得良好的稳定性 0.010 0.018 388A °3.73g 0.009 437A Z0.015 3.07g 489A 0.008 545A 7T-1280℃ R 2.50g a-4×10-2mm 0.012 2.00g 0.007 3 4 6 17 微熔池中心到下锥孔上端面的距离mm 0609- 159g T=1280℃ 九=5×103mm 123g 图9微熔池位置对悬浮力的影响 0.006 420 440 460 480 Fig 9 Effect of pool position on the levitat ion force 电流IA 量)变化时，微熔池的半径随之发生变化，从而使微 图10微熔池质量及电流与悬浮力之间的关系 熔池温度和悬浮力也发生变化.因此，当感应加热 Fig.10 Dependerce of levitation force on pool mass and heating cur rent 器结构参数和微熔池位置确定以后，有必要探讨微 熔池温度为1280℃时微熔池质量、电流以及悬浮力 基于上述研究结果，本文采用锥角为120°、高 之间的关系. 度为12mm、下锥孔高度为3mm和下锥孔半径为3 在上文的讨论过程中，微熔池的质量是固定不 mm的感应加热器，微熔池质量约1.8g(微熔池半 变的，微熔池所受的重力G也是固定不变的：同时 径约4mm)、微熔池中心到感应加热器下锥孔上端 微熔池温度固定时，微熔池表面张力引起附加压力 面的距离约5mm,使用半径为2mm的棒状母合金 F·和玻璃管对微熔池的作用力F:变化不大，因此 坯料通过陶瓷导向管连续进料，使纺丝过程中微熔 上文讨论过程中以增大微熔池所受悬浮力为主要目 池质量基本保持不变，在拉丝速度200m°min1、玻 的.但是，在微熔池质量变化的过程中，微熔池所受 璃管进给速度为1 mm'min-1、微熔池温度为1280℃的 重力也是变化的，且重力的方向与微熔池所受悬浮 条件下，制备了长度超过4000m的玻璃包覆铁基合 力的方向相反，因此微熔池质量变化时以减小重力 金微丝，基本实现了玻璃包覆铁基合金微丝的连续 与悬浮力差值为主要目的. 稳定制备，连续纺丝时的微熔池如图11所示. 微熔池的质量与微熔池半径存在以下关系： m=40ma3/3 (9) 导向管 式中，m为微熔池的质量：Pm为微熔池密度（取7.3X 感应加热器 料 103kgm-:a为微熔池半径. 一玻璃管 采用2.2节中的感应加热器，利用式(3)、式(8) 和式(9)可以获得微熔池温度为1280℃时电流和微 一微溶池 熔池的质量对重力与悬浮力差值的影响，如图10所 示.可以看出，在微熔池温度为1280℃，感应加热 器结构尺寸以及微熔池位置相同的条件下，感应加 热器中的电流增大时（同时需增大微熔池的质量以 图11整体感应加热器连续纺丝示意图 保证微熔池的温度为1280℃，重力与悬浮力差值 Fig.11 Schematic draw ing of fabricating glasscoated metal mi- 是增大的.当微熔池温度不变时，微熔池表面张力 crowires continuously 引起附加压力F·和玻璃管对微熔池的作用力Fg 变化不大，在此条件下重力与悬浮力差值增大会使 3结论 部分微熔池更易于脱离加热区，不利于纺丝的稳定. (1)计算了铁基合金微熔池在高频整体感应加 因此，减小电流的同时减小微熔池的质量，有利于在 热器中的温度及所受悬浮力，分析了感应加热器结 保证微熔池温度为1280℃的条件下减小重力与悬 构参数、加热电流、微熔池的质量和位置对微熔池稳 浮力的差值，提高纺丝的稳定性：但是微熔池质量过 定性的影响.结果表明：在合适的拉丝温度(1280 小会导致微熔池体积过小而不利于连续稳定纺丝. ○下，增大感应加热器的锥角和下锥孔的高度，减图 9 微熔池位置对悬浮力的影响 Fig.9 Effect of pool position on the levit ation force 量) 变化时, 微熔池的半径随之发生变化, 从而使微 熔池温度和悬浮力也发生变化.因此, 当感应加热 器结构参数和微熔池位置确定以后, 有必要探讨微 熔池温度为1 280 ℃时微熔池质量 、电流以及悬浮力 之间的关系. 在上文的讨论过程中, 微熔池的质量是固定不 变的, 微熔池所受的重力 G 也是固定不变的 ;同时 微熔池温度固定时, 微熔池表面张力引起附加压力 Fψ和玻璃管对微熔池的作用力 Fg 变化不大, 因此 上文讨论过程中以增大微熔池所受悬浮力为主要目 的.但是, 在微熔池质量变化的过程中, 微熔池所受 重力也是变化的, 且重力的方向与微熔池所受悬浮 力的方向相反, 因此微熔池质量变化时以减小重力 与悬浮力差值为主要目的 . 微熔池的质量与微熔池半径存在以下关系: m =4πρm a 3 /3 ( 9) 式中, m 为微熔池的质量 ;ρm 为微熔池密度( 取 7.3 × 10 3 kg·m -3 ) ;a 为微熔池半径. 采用 2.2 节中的感应加热器, 利用式( 3) 、式( 8) 和式( 9) 可以获得微熔池温度为1 280 ℃时电流和微 熔池的质量对重力与悬浮力差值的影响, 如图 10 所 示.可以看出, 在微熔池温度为 1 280 ℃, 感应加热 器结构尺寸以及微熔池位置相同的条件下, 感应加 热器中的电流增大时( 同时需增大微熔池的质量以 保证微熔池的温度为 1 280 ℃) , 重力与悬浮力差值 是增大的.当微熔池温度不变时, 微熔池表面张力 引起附加压力 Fψ和玻璃管对微熔池的作用力 Fg 变化不大, 在此条件下重力与悬浮力差值增大会使 部分微熔池更易于脱离加热区, 不利于纺丝的稳定 . 因此, 减小电流的同时减小微熔池的质量, 有利于在 保证微熔池温度为 1 280 ℃的条件下减小重力与悬 浮力的差值, 提高纺丝的稳定性;但是微熔池质量过 小会导致微熔池体积过小而不利于连续稳定纺丝 . 本文实验结果表明, 微熔池的质量为 1.5 ～ 2.0 g 时 纺丝过程可以获得良好的稳定性 . 图 10 微熔池质量及电流与悬浮力之间的关系 Fig.10 Dependence of levit ation f orce on pool mass and heating cur￾rent 基于上述研究结果, 本文采用锥角为 120°、高 度为 12 mm 、下锥孔高度为 3 mm 和下锥孔半径为 3 mm 的感应加热器, 微熔池质量约 1.8 g ( 微熔池半 径约 4 mm) 、微熔池中心到感应加热器下锥孔上端 面的距离约 5 mm, 使用半径为 2 mm 的棒状母合金 坯料通过陶瓷导向管连续进料, 使纺丝过程中微熔 池质量基本保持不变, 在拉丝速度 200 m·min -1 、玻 璃管进给速度为 1mm·min -1 、微熔池温度为 1280 ℃的 条件下, 制备了长度超过4 000 m 的玻璃包覆铁基合 金微丝, 基本实现了玻璃包覆铁基合金微丝的连续 稳定制备, 连续纺丝时的微熔池如图 11 所示. 图 11 整体感应加热器连续纺丝示意图 Fig.11 S chematic d raw ing of f abricating glass-coat ed met al mi￾crowires continuously 3 结论 ( 1) 计算了铁基合金微熔池在高频整体感应加 热器中的温度及所受悬浮力, 分析了感应加热器结 构参数 、加热电流 、微熔池的质量和位置对微熔池稳 定性的影响.结果表明 :在合适的拉丝温度( 1 280 ℃) 下, 增大感应加热器的锥角和下锥孔的高度, 减 · 1044 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 31 卷