張春宇 劉海嘯 沈明鋼 張振山

(遼寧科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院，遼寧114051)

模壁厚度對(duì)大鋼錠傳熱及疏松縮孔影響的數(shù)值模擬

張春宇 劉海嘯 沈明鋼 張振山

(遼寧科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院，遼寧114051)

為研究模壁厚度對(duì)大型鋼錠內(nèi)部傳熱及疏松縮孔的影響，本文建立了三種不同厚度的錠模，并利用ProCAST軟件對(duì)72 t鋼錠進(jìn)行了模擬。通過分析熱流密度、凝固場(chǎng)和縮孔分布等模擬結(jié)果，發(fā)現(xiàn)模壁厚度對(duì)鋼錠底部熱流密度影響較小。增大壁厚，在凝固前期鋼錠的中上部熱流密度較大，凝固末期鋼錠中部的熱流密度略有減小。增大壁厚會(huì)減少鋼錠上部疏松、減小冒口中縮孔體積，但鋼錠中下部易產(chǎn)生疏松。壁厚對(duì)安全距離影響很小。

模壁;厚度;鋼錠質(zhì)量;數(shù)值模擬

設(shè)計(jì)鋼錠模的模壁厚度時(shí)，材質(zhì)的物理性能和傳熱條件是需要首先考慮的兩個(gè)方面。材質(zhì)通常選擇球墨鑄鐵或蠕墨鑄鐵，其物理和力學(xué)性能均能滿足要求。所以，在設(shè)計(jì)模壁厚度時(shí)，應(yīng)重點(diǎn)考慮與傳熱條件密切相關(guān)的鋼錠質(zhì)量、結(jié)晶條件和錠模使用壽命等因素［1］。據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式，可將模壁厚度d與鋼錠寬度D的比值d/D設(shè)計(jì)在0.15～0.2之間，小鋼錠取中下限，大鋼錠取中上限［2］，但經(jīng)驗(yàn)公式并未體現(xiàn)出模壁厚度對(duì)傳熱和內(nèi)部質(zhì)量的影響。因此，本文通過對(duì)三種不同壁厚的錠模澆注72 t大型鋼錠進(jìn)行數(shù)值模擬，討論模壁厚度對(duì)大鋼錠內(nèi)部傳熱情況及疏松縮孔的影響。

1 幾何模型

利用三維建模軟件SolidWorks分別建立d/D =0.18、0.21和0.23三種不同壁厚的錠模以及鋼錠、冒口、絕熱板等模型，利用GeoMesh軟件和ProCAST軟件分別劃分面網(wǎng)格和體網(wǎng)格。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 控制方程

鋼錠凝固過程的非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱控制方程如下式［3］:

2.2 材料物性參數(shù)

圖1 凝固進(jìn)行到3 h時(shí)不同模壁厚度下的熱流密度切片圖Figure 1 Heat flux slices of differentwall thicknesses of die when solidification process is in the 3rd hour

圖2 凝固進(jìn)行到13 h時(shí)不同模壁厚度下的熱流密度切片圖Figure 2 Heat flux slices of differentwall thicknesses of die when solidification process is in the 13th hour

模擬鋼種為普通低碳鋼，ProCAST軟件可根據(jù)其化學(xué)成分自動(dòng)計(jì)算出各物性參數(shù)。其中，計(jì)算出固、液相線溫度分別為1 510℃和1 460℃;錠模、冒口、底盤采用軟件材料庫中的Fe-GG-20鑄鐵，其物性參數(shù)為隨溫度變化的、分段線性的變物性參數(shù);絕熱板的導(dǎo)熱系數(shù)為0.2 W/m·K;覆蓋劑使用保溫性好的酸性覆蓋劑。

2.3 初始條件和邊界條件

模擬大型鑄件時(shí)，由于凝固時(shí)間遠(yuǎn)大于澆注時(shí)間，可忽略澆注過程對(duì)初始溫度場(chǎng)的影響，將澆注溫度視為初始溫度［4］。本文將凝固初始溫度設(shè)為1 560℃，鑄型的預(yù)熱初始溫度為100℃，環(huán)境溫度為20℃。

在鋼錠的對(duì)稱面和對(duì)稱軸上為絕熱條件，其余界面?zhèn)鳠岚聪率教幚恚?］:

式中，T、T∞分別為邊界單元溫度和環(huán)境溫度;h為邊界上的傳熱系數(shù)。

由于鋼液的凝固收縮，在錠模和鋼錠之間會(huì)產(chǎn)生氣隙。將錠模和鋼錠間界面熱阻考慮到傳熱模型中，錠-模間的熱流按下式計(jì)算［6］:

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

3.1 熱流密度

圖1和圖2分別為凝固進(jìn)行到3 h和13 h時(shí)不同模壁厚度下的熱流密度切片圖。從圖1可看出，在凝固前期，隨著模壁厚度的增大，各鋼錠本體的中上部對(duì)應(yīng)區(qū)域的熱流密度變大，而鋼錠底部熱流密度相差不大，模壁內(nèi)側(cè)熱流密度變大，模壁外側(cè)熱流密度變小。這是由于較厚的模壁雖然熱阻增大，但其外側(cè)壁升溫慢，在凝固初期模壁內(nèi)外側(cè)溫差大，且占主導(dǎo)作用，因此模壁內(nèi)側(cè)熱流密度較大，對(duì)鋼錠冷卻強(qiáng)度大，導(dǎo)致鋼錠對(duì)應(yīng)區(qū)域的熱流密度較大［1］。由此說明在凝固初期，較厚的模壁對(duì)鋼錠本體的中上部冷卻強(qiáng)度大，鋼錠向外傳熱快，而模壁厚度對(duì)鋼錠底部熱流密度影響小。從圖2可看出，到凝固末期，隨著模壁厚度的增大，各鋼錠本體的上部和下部熱流密度相差不大，而鋼錠本體中部外側(cè)(如圖2中的1區(qū)域)和模壁中下部的熱流密度略有減小。這是因?yàn)樵谀棠┢?，三種模壁的內(nèi)外側(cè)溫差相差不大，但較厚模壁的傳熱熱阻增大，傳熱系數(shù)減小，熱流密度減小，散熱速度慢，對(duì)鋼錠本體的冷卻能力降低［1］。

圖3 凝固進(jìn)行到8 h時(shí)不同模壁厚度下的固相率分布圖Figure 3 Solid fraction distribution of differentwall thicknesses of die when solidification process is in the 8th hour

圖4 凝固進(jìn)行到9 h時(shí)不同模壁厚度下的固相率分布圖Figure 4 Solid fraction distribution of differentwall thicknesses of die when solidification process is in the 9th hour

3.2 凝固場(chǎng)

為預(yù)測(cè)鋼錠內(nèi)疏松缺陷，采用固相率分區(qū)顯示方法，臨界固相率選為0.6 ～0.67［7，8］。由于凝固初期激冷層厚度僅與錠模材質(zhì)有關(guān)，而與模壁厚度無關(guān)［1］，實(shí)際模擬結(jié)果也驗(yàn)證了此結(jié)論的正確性，故略去初期固相率分布圖。圖3和圖4分別為凝固進(jìn)行到8 h和9 h時(shí)不同模壁厚度下的鋼錠內(nèi)固相率分布切片圖。從圖3可看出，凝固中期，隨著模壁厚度的增大，凝殼越厚，凝固前沿的補(bǔ)縮通道越窄。這是因?yàn)殡S著模壁厚度的增大，凝固前期鋼錠本體熱流密度較大，向外散熱快，凝固前沿的柱狀晶發(fā)達(dá)，向前推進(jìn)速度較快。當(dāng)d/D=0.21和0.23時(shí)，圖3中的2區(qū)域很容易產(chǎn)生柱狀晶“搭橋”現(xiàn)象而在鋼錠本體很深的部位產(chǎn)生疏松，影響鋼錠質(zhì)量。而d/D=0.18時(shí)，則由于補(bǔ)縮通道較寬減少或避免了鋼錠深部疏松。從圖4可看出，隨著深入鋼錠內(nèi)部的液芯底端逐漸接近鋼錠本體的上表面，較薄模壁內(nèi)的鋼錠本體上部(圖4中的3區(qū)域)則容易出現(xiàn)孤立液相區(qū)而產(chǎn)生疏松缺陷。這是因?yàn)槭褂幂^薄的模壁時(shí)，凝固中期的凝固前沿推進(jìn)速度慢，使得內(nèi)部未凝固鋼水對(duì)本體的中下部補(bǔ)縮充分，而使得后期冒口內(nèi)剩余鋼液量較少，鋼水靜壓力減小，且由于鋼液不斷向外部散熱而導(dǎo)致溫度降低、粘度變大，導(dǎo)致對(duì)本體上部補(bǔ)縮能力降低，因而容易出現(xiàn)疏松。

3.3 縮孔分布

本文采用體積收縮量法作為縮孔判定的依據(jù)［9］，根據(jù)Kothny等人對(duì)不同含碳量鋼種的凝固體收縮率和液態(tài)體收縮率的實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果并結(jié)合本模擬實(shí)際情況，選擇體收縮率3.5%作為縮孔判定的臨界值［10］。圖5為完全凝固后不同模壁厚度下的鋼錠內(nèi)部縮孔分布主視圖和俯視圖。從圖5可看出，縮孔均產(chǎn)生在冒口內(nèi)，隨著模壁厚度的增大，縮孔底部到鋼錠本體上表面的安全距離幾乎相等，但縮孔體積減小。因?yàn)殡S著模壁厚度的增大，冒口中的鋼液對(duì)鋼錠中下部補(bǔ)縮量減少，冒口內(nèi)剩余更多的鋼液，到凝固末期，冒口內(nèi)鋼液在凝固時(shí)得到相對(duì)較多鋼液的補(bǔ)縮，因此縮孔較小。

圖5 不同模壁厚度下的鋼錠內(nèi)縮孔分布圖Figure 5 Shrinkage porosity distribution in steel ingots of differentwall thicknesses

4 結(jié)論

(1)增大模壁厚度，在凝固前期鋼錠本體的中上部對(duì)應(yīng)區(qū)域的熱流密度較大。在凝固末期，鋼錠本體中部對(duì)應(yīng)區(qū)域的熱流密度略有減小，模壁厚度對(duì)鋼錠底部熱流密度影響較小。

(2)增大模壁厚度會(huì)使鋼錠本體中下部易出現(xiàn)疏松，但可減少上部疏松缺陷。

(3)模壁厚度對(duì)安全距離影響較小，但對(duì)縮孔體積影響較大，增大模壁厚度則縮孔體積減小。

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編輯 杜青泉

Numerical Simulation on the Effect ofWall Thickness of Die on Heat Transfer and Shrinkage and Porosities in Large Steel Ingot

Zhang Chunyu，Liu Haixiao，Shen M inggang，Zhang Zhenshan

In this paper，three kinds of dieswith different thickness are established and a 72 t steel ingot is simulated by ProCAST software to study the effect ofwall thickness of the die on heat transfer and shrinkage porosity in large sized steel ingot.By analyzing the simulation results of heat flux，solidification field and shrinkage distribution，we find that the wall thickness of die has little effect on heat flux at the bottom of the ingot.Heat flux in the upper part of the ingot increases with the increase of wall thickness in early solidification stage，while in themiddle it decreases a little in the final solidification stage.Increasing wall thickness will diminish porosity in the upper part and lessen shrinkage volume in the riser，but itmakes the lower partmore likely generate porosity.Wall thickness has little effecton safety distance.

wall of die;thickness;quality of steel ingot;numerical simulation

TF771.2

A

2013—08—07

張春宇(1989—)，男，碩士研究生，研究方向?yàn)殍T造數(shù)值模擬。