91精品人妻互换日韩精品久久影视|又粗又大的网站激情文学制服91|亚州A∨无码片中文字慕鲁丝片区|jizz中国无码91麻豆精品福利|午夜成人AA婷婷五月天精品|素人AV在线国产高清不卡片|尤物精品视频影院91日韩|亚洲精品18国产精品闷骚

作者：鄭曉敏  

為抑制縮松、縮孔的產(chǎn)生，在澆注時(shí)，通常采用保溫帽裝置．并在保溫帽內(nèi)壁掛有絕熱板，另外還需加入發(fā)熱劑對(duì)帽部鋼水進(jìn)行溫度補(bǔ)償。絕熱板和發(fā)熱劑的使用情況及帽部傳熱條件都對(duì)帽部鋼水的補(bǔ)縮能力有著重要影響，對(duì)模具鋼的生產(chǎn)質(zhì)量起決定性作用�；�于此，在某鋼廠做了小批量試生產(chǎn)。該廠目前生產(chǎn)中采用傳熱系數(shù)為0. 28 W·m-2·K-l的普通絕熱板進(jìn)行保溫操作，使用含鋁15%的帽部發(fā)熱劑進(jìn)行帽部加熱，加入量為≥1.5 kg/t。鋼錠探傷平均成材率為79.5%。

    數(shù)值模擬是研究鋼水凝固過(guò)程規(guī)律，指導(dǎo)生產(chǎn)實(shí)踐的重要手段。國(guó)內(nèi)關(guān)于鋼錠帽部絕熱板、發(fā)熱劑對(duì)鋼錠縮松、縮孔影響的模擬研究也取得了一定的進(jìn)展，但是研究主要只針對(duì)影響帽部傳熱的單一條件進(jìn)行的，而絕熱板、發(fā)熱劑等帽部傳熱條件對(duì)鋼錠縮松、縮孔影響是綜合的，需要總體考慮。馬薇等對(duì)大型鋼錠的傳熱條件進(jìn)行了模擬研究，得出了當(dāng)發(fā)熱劑厚度為300 mm時(shí)可以取得較好的效果。但是，僅停留在模擬階段，并且對(duì)絕熱板傳熱系數(shù)的影響沒(méi)有考慮。

    本課題結(jié)合某鋼廠具體生產(chǎn)工藝，采用Anycasting模擬軟件，研究了3.1 t鋼錠絕熱板、發(fā)熱劑等帽部傳熱條件對(duì)內(nèi)部縮松、縮孔缺陷的影響，在深入分析的基礎(chǔ)上優(yōu)化生產(chǎn)工藝，為生產(chǎn)試驗(yàn)提供參考。

1  模擬計(jì)算條件

1.1基本假設(shè)

    由于澆注過(guò)程中遵循質(zhì)量守恒和能量守恒，為了便于研究作出以下假設(shè)：①由于鋼錠充型時(shí)間很短，因此充型時(shí)間可忽略；②忽略充型過(guò)程中鋼水溫降，假設(shè)充型后，鋼水溫度均勻分布且與澆注溫度相同；③鋼錠內(nèi)部鋼水流動(dòng)對(duì)傳熱的影響采用增大系數(shù)處理。

1.2控制方程

    鑄錠一鑄型系統(tǒng)的傳熱過(guò)程主要通過(guò)鋼水與鑄型的對(duì)流傳熱、鋼水向鑄型的導(dǎo)熱、鑄型表面與環(huán)境大氣的熱對(duì)流傳熱及其對(duì)外界的熱輻射等方式綜合進(jìn)行的。鑄型與大氣的對(duì)流傳熱用Newton冷卻定律描述。

式中，a為對(duì)流傳熱系數(shù)，W／(m2．℃)；Tf為流體的特征溫度，口C；Tw為固體邊界溫度，℃。

    鋼水充滿鑄型后，鑄錠與鑄型之間的傳熱主要以瞬間導(dǎo)熱方式進(jìn)行，三維瞬態(tài)熱傳導(dǎo)方程為

式中，p為流體的密度，kg/m3；c為流體的比熱容，J/(kg．℃)；λ為流體的熱導(dǎo)率，W·m-l．口C-1；S為源相，W／m3。

    考慮充型過(guò)程對(duì)初始溫度場(chǎng)的影響，會(huì)使凝固過(guò)程數(shù)值模擬和縮松、縮孔等缺陷的預(yù)測(cè)結(jié)果更為可靠，因此必須為控制方程提供初始條件：

    鋼錠與鑄型接觸的熱交換方式是熱傳導(dǎo)，應(yīng)加載的是鋼錠與鑄型、底座和帽口接觸面上的熱流密度。由于熱流密度時(shí)刻變化，可用對(duì)流傳熱來(lái)進(jìn)行等價(jià)計(jì)算。

式中，Δy為厚度，m。

1.3縮松、縮孔預(yù)測(cè)判據(jù)與定量分析方法

    利用Anycasting軟件中給出的預(yù)測(cè)模型對(duì)鋼錠的缺陷進(jìn)行預(yù)測(cè)。選用殘余熔體模數(shù)(Retained MeltModulus)缺陷預(yù)測(cè)判據(jù)來(lái)預(yù)測(cè)缺陷。殘余熔體模數(shù)公式為：

式中，RM為殘余熔體模數(shù)，M; Rv為殘余熔體體積，m3；RA為殘余熔體比表面積，m2。

    結(jié)合模擬，對(duì)鋼錠中心截面有概率產(chǎn)生缺陷區(qū)域的面積大小進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，利用圖片的像素、尺寸大小及圖中的比例尺，對(duì)有可能產(chǎn)生縮松缺陷的面積大小進(jìn)行實(shí)際尺寸換算。對(duì)鋼錠本體有可能產(chǎn)生縮松或縮孔的區(qū)域稱(chēng)為本體缺陷，通過(guò)本體缺陷面積大小來(lái)衡量縮松、縮孔的嚴(yán)重程度。

1.4有限差分模型

  圖1為鋼錠以及網(wǎng)絡(luò)劃分模型。圖la為采用SolidWorks軟件對(duì)鋼錠進(jìn)行三維幾何建模建立的鋼錠實(shí)體模型，導(dǎo)入Anycasting中劃分網(wǎng)格后的有限差分模型見(jiàn)圖lb。

1.5初始及邊界條件和鋼錠參數(shù)

    模擬采用的初始條件見(jiàn)表1。界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)見(jiàn)表2。本模擬計(jì)算的3.1 t鋼錠具體參數(shù)見(jiàn)表3。

1.6材料熱物性參數(shù)

    模擬計(jì)算選用模具鋼4Cr5MoSiVl，鋼種的成分見(jiàn)表4。

    根據(jù)Anycasting材料庫(kù)中給出的液相線溫度為1 471.2℃，固相線溫度為1 403. 95℃，其導(dǎo)熱系數(shù)、密度、熱膨脹系數(shù)和比熱容隨溫度變化見(jiàn)圖2。

    鋼水凝固過(guò)程中所釋放的凝固潛熱Lf -般視為常數(shù),Anycasting軟件材料庫(kù)對(duì)應(yīng)的凝固潛熱值為209. 350 kj/kg。

鑄型材質(zhì)為鑄鐵，鑄鐵成分見(jiàn)表5。

    選用的鑄鐵導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容和溫度的關(guān)系見(jiàn)圖3。

2模擬計(jì)算結(jié)果及分析

2.1  絕熱板材質(zhì)對(duì)縮松、縮孔缺陷的影響

    絕熱板導(dǎo)熱系數(shù)的不同直接影響到鋼錠帽部的散熱條件，進(jìn)而影響鋼錠帽部的保溫能力，在帽部對(duì)鋼錠本體補(bǔ)縮能力方面起著重要的作用。

    由于生產(chǎn)廠家生產(chǎn)中的平均過(guò)熱度為30℃，平均澆注時(shí)間為800 s，故以此為參數(shù)進(jìn)行以下的模擬。分別選取絕熱板導(dǎo)熱系數(shù)為0.15、0.20、0.25、0.30和0. 35 W·m-l·℃-l來(lái)模擬計(jì)算。模擬結(jié)果顯示絕熱板熱導(dǎo)率為0. 15 W·m-l·℃-1時(shí)本體無(wú)缺陷，所以繼續(xù)設(shè)計(jì)方案模擬計(jì)算絕熱板導(dǎo)熱系數(shù)為0. 16、0.17、0. 18和0.19 W·m-l·℃_1時(shí)的缺陷預(yù)測(cè)與0. 20W·m-l·℃-1進(jìn)行對(duì)比分析。模擬得到的缺陷預(yù)測(cè)結(jié)果見(jiàn)圖4。

    從圖4可以看出，在絕熱板導(dǎo)熱系數(shù)為0. 17W·m-1·℃-1時(shí)，其預(yù)測(cè)鋼錠本體無(wú)缺陷，而0. 18W·m-l·℃-l時(shí)產(chǎn)生缺陷；導(dǎo)熱系數(shù)增加到0. 35W·m-1·℃-1時(shí)，由于絕熱板的保溫效果不足，導(dǎo)致鋼錠本體出現(xiàn)了缺陷，并且隨著導(dǎo)熱系數(shù)的增大而增大。在導(dǎo)熱系數(shù)為0. 30～0. 35 W·m-l·℃-l之間時(shí)，缺陷面積只增加了0. 4%，已經(jīng)趨于平緩。這是因?yàn)樵诮^熱板導(dǎo)熱系數(shù)大于0. 30 W·m-l·℃-l時(shí)，絕熱板的傳熱速度已經(jīng)不能滿足帽部保溫性能的要求，導(dǎo)致縮孔缺陷容易產(chǎn)生，鋼錠本體的凝固速度對(duì)帽部補(bǔ)縮能力的影響要大于帽部保溫能力的影響。

    國(guó)內(nèi)采用絕熱板的導(dǎo)熱系數(shù)一般在0. 29W· m-l·℃-1左右，而PS絕熱板（即在耐材合成過(guò)程中加入空心微珠，形成類(lèi)似海綿的結(jié)構(gòu)，降低厚度，提高絕熱能力）的傳熱系數(shù)可以達(dá)到0．16W·m-l·℃-l。根據(jù)模擬結(jié)果可知選用PS絕熱板能將鋼錠質(zhì)量控制的非常好。

2.2發(fā)熱劑加入時(shí)間對(duì)縮松、縮孔缺陷的影響

    發(fā)熱劑加入時(shí)間的不同會(huì)對(duì)帽部的補(bǔ)縮能力有不同的影響，因?yàn)樵阡撳V凝固進(jìn)程中，不同時(shí)期的凝固速度是不相同的，鋼水的收縮量也不同。生產(chǎn)廠家使用導(dǎo)熱系數(shù)為0. 28 W．m-l．℃-l左右的絕熱板，選取絕熱板導(dǎo)熱系數(shù)為0. 30 W·m-l·℃-1，選取發(fā)熱劑熱流量為隨時(shí)間的線性變值，起始為41 870 W·m-2，終止為O，總發(fā)熱時(shí)間為900 s，分別選取發(fā)熱劑發(fā)熱起止時(shí)間對(duì)應(yīng)為800～1 700 s、1300～2 200 s、1800～2 700s、2 300～3 200 s和2 800～3 700 s進(jìn)行模擬計(jì)算。模擬計(jì)算預(yù)測(cè)結(jié)果見(jiàn)圖5。

    由圖5可以看出，在加入發(fā)熱劑后，鋼錠本體的缺陷面積是隨著加入時(shí)間點(diǎn)推遲而增大的。在800 s時(shí)加入發(fā)熱劑，其本體內(nèi)部缺陷面積較小，只有312. 01mm2，而在1 300 s時(shí)加入發(fā)熱劑，其本體缺陷是555. 32mmz，增加了243. 31 mm2，1100 s以后，鋼錠本體內(nèi)部

的缺陷呈直線上升，但變化較小。這是由于在凝固初期，由于鑄型溫度較低，此時(shí)形成激冷層，加快了錠與模的傳熱速度，導(dǎo)致帽部鋼水下降補(bǔ)縮，前期凝固時(shí)的收縮量較大，使得帽部的鋼水減少。由于前期未加入發(fā)熱劑使得帽部邊緣可能有凝固層出現(xiàn)，致使后面即使加入發(fā)熱劑也只是對(duì)帽部未凝固的鋼水起到了保溫效果，導(dǎo)致其補(bǔ)縮量下降，使其補(bǔ)縮能力不如800 s加入時(shí)的好。

    以上分析結(jié)果表明在800 s加入發(fā)熱劑時(shí)，能有效減輕凝固初期由于凝固速度較快帽部鋼水補(bǔ)縮量較大而引起帽部邊部凝固的現(xiàn)象。而在1 300 s以后加入發(fā)熱劑效果不明顯，只能對(duì)帽部剩余的鋼水起到保溫作用；因此發(fā)熱劑應(yīng)在澆注完畢后及時(shí)加入，或在澆注完成前就加入。

2.3發(fā)熱劑加入量對(duì)縮松、縮孔缺陷的影響

    發(fā)熱劑的加入量越大對(duì)鋼錠帽部的溫度補(bǔ)償越多，但成本消耗也越大，因此，合適的發(fā)熱劑加入量對(duì)鋼錠質(zhì)量及成本都有利。所選用的發(fā)熱劑中，主要是靠Al燃燒來(lái)發(fā)熱的，發(fā)熱劑中Al含量為15%，1 kg發(fā)熱劑對(duì)應(yīng)的平均熱流量為3. 15 J·cm-2·S-l。

    發(fā)熱劑開(kāi)始發(fā)熱的熱流量分別設(shè)定為2.1、4.2、6.3、8.4和10.5 J．cm-2．s-l．所對(duì)應(yīng)的平均熱流量分別為10.5、2.1、3.15、4.2和j．25 J·cm-2·s-1，對(duì)應(yīng)發(fā)熱劑的量分別為0. 33、0.67、1、1.33 kg和1.67 kg。選取絕熱板導(dǎo)熱系數(shù)為0.30 W·m-l·=C-1，加入發(fā)熱劑時(shí)間為800 s，總發(fā)熱時(shí)間為900 s。模擬計(jì)算預(yù)測(cè)結(jié)果見(jiàn)圖6。

    由圖6可知，在發(fā)熱劑加入量從0. 33 kg增加到1. 67 kg時(shí)，鋼錠本體缺陷面積分別減少了263. 35、37. 21、40. 07和8.59 mm2。加入量在0. 67 kg以上時(shí)，隨著加入量的增加，缺陷面積減少量逐漸呈平緩趨勢(shì)，變化不大，而在加入量在0. 67 kg以下時(shí)，缺陷面積變化量較大。發(fā)熱劑加入量為0. 67 kg時(shí)缺陷面積比0. 33 kg時(shí)減少了43%，說(shuō)明在發(fā)熱劑加入量為0.67 kg以下時(shí)，隨著發(fā)熱劑加入量的增加，使得帽部的熱量增加，導(dǎo)致帽部保溫效果明顯增強(qiáng)；而在加入量在0. 67kg以上時(shí)，由于該熱量已基本滿足帽部的保溫要求，使得帽部對(duì)本體的補(bǔ)縮能力較強(qiáng)，進(jìn)而即使再增大發(fā)熱劑加入量其本體缺陷減少量也不明顯。

3  3. It鋼錠生產(chǎn)試驗(yàn)

    生產(chǎn)工藝流程為：40t EF-40t LF-40t( VD)-3.1 t模鑄一紅送一初軋（熱軋）一冷軋。從模擬結(jié)果可以看出，在國(guó)內(nèi)普遍使用的絕熱板導(dǎo)熱系數(shù)為0. 29 W·m-l·℃1左右，其缺陷較小，可以通過(guò)后續(xù)的軋制工藝壓實(shí)。本生產(chǎn)選用成本較低的絕熱板，通過(guò)水流量平板法測(cè)量了現(xiàn)場(chǎng)絕熱板的導(dǎo)熱系數(shù)為0. 28W·m-1·K-1，其縮松、縮孔可以在后續(xù)的熱軋和冷軋過(guò)程中得到改善。

    結(jié)合本模擬計(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)當(dāng)加入發(fā)熱劑加入量≥1.5 kg/t，在澆注完成后應(yīng)立即加入發(fā)熱劑。

    鋼坯探傷情況：按GB/T4162 B級(jí)超聲波探傷，初軋開(kāi)坯后探傷結(jié)果存在個(gè)別聲(2～3)mm缺陷，按B級(jí)不合格，但C級(jí)合格，精軋后B級(jí)合格。

4  結(jié)  論

    (1)在模擬計(jì)算條件下，絕熱板導(dǎo)熱系數(shù)不大于0．17 W．m-l．℃_1時(shí)，可以很好的抑制鋼錠本體內(nèi)的縮松、縮孔缺陷。

    (2)國(guó)內(nèi)普遍使用的導(dǎo)熱系數(shù)為0.29 W·m-1·℃-1左右的絕熱板，鋼錠內(nèi)部有較輕微的縮松、縮孔，需要在后續(xù)的軋制過(guò)程中壓合。

(3)綜合考慮鋼錠質(zhì)量和澆注成本，發(fā)熱劑的合理加入量為0. 67～1. 33 kg。 

5、 摘要

絕熱板、發(fā)熱劑等帽部傳熱條件對(duì)鋼錠的內(nèi)部縮松、縮孔有決定性作用。采用Anycasting軟件建立了某廠3.1 t鋼錠凝固過(guò)程的數(shù)學(xué)模型，模擬了絕熱板導(dǎo)熱系數(shù)、發(fā)熱劑加入時(shí)間和發(fā)熱劑加入量對(duì)3.1 t鋼錠內(nèi)部縮松、縮孔的影響，并進(jìn)行了生產(chǎn)試驗(yàn)。結(jié)果表明，絕熱板導(dǎo)熱系數(shù)不大于0.17 W．m-2．K-1時(shí)，可以很好地抑制3.1 t鋼錠本體內(nèi)的縮松缺陷；發(fā)熱劑應(yīng)在澆注完成后及時(shí)加入，加入量為o．67~1. 33 kg。