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        25MnSiV矩形連鑄坯溫度場(chǎng)模擬研究

        2022-10-15 07:23:28李海強(qiáng)趙雷徐曉林王福星李勝利
        鞍鋼技術(shù) 2022年5期

        李海強(qiáng),趙雷,徐曉林,王福星,李勝利

        (1.鞍鋼鑄鋼有限公司,遼寧 鞍山 114021;2.遼寧科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院,遼寧 鞍山 114051)

        連鑄坯中心疏松縮孔對(duì)鑄坯及最終產(chǎn)品的性能有重要的影響,疏松縮孔會(huì)降低鋼的抗疲勞強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度[1-3],避免發(fā)生在凝固過程中的枝晶“搭橋”,能有效減輕疏松縮孔的程度[4-5]。 基于此,國內(nèi)外冶金工作者做了大量深入細(xì)致的研究,P.Sivesson[6]認(rèn)為,在鑄坯中心部位固相率 fs=0.2 以下區(qū)域,鋼液無法對(duì)鑄坯中心產(chǎn)生的體積收縮進(jìn)行有效補(bǔ)充幾率增大而產(chǎn)生縮孔。G.T.Jeon等[7]分析了A356合金在鑄造過程中的縮孔體積與鋼液溫度、模具溫度和Sr含量的函數(shù)關(guān)系。在國內(nèi)的研究中,顏慧成等[8]對(duì)連鑄凝固過程進(jìn)行傳熱分析,結(jié)果表明,拉速對(duì)凝固液芯長度的影響遠(yuǎn)大于過熱度。陳亞楠等[9]針對(duì)連鑄小方坯的中心疏松等質(zhì)量缺陷建立了凝固傳熱數(shù)學(xué)模型,研究二冷強(qiáng)度對(duì)連鑄小方坯凝固過程的影響規(guī)律,優(yōu)化了二冷制度。但就國內(nèi)外研究情況來看,針對(duì)鑄坯表面溫度和中心溫度對(duì)其中心疏松縮孔的研究相對(duì)較少,并且這些研究中均未找出連鑄過程中各工藝參數(shù)對(duì)鑄坯表面溫度和中心溫度進(jìn)而對(duì)疏松縮孔的影響規(guī)律,以及如何調(diào)整各工藝參數(shù)來確定最佳的連鑄工藝。因此,本文以160 mm×220 mm矩形坯為研究對(duì)象,建立連鑄數(shù)學(xué)模型,研究拉速、過熱度、二冷區(qū)給水量對(duì)連鑄坯表面溫度和中心溫度的影響規(guī)律,據(jù)此優(yōu)化連鑄生產(chǎn)工藝參數(shù),降低鑄坯疏松縮孔,指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)實(shí)踐。

        1 數(shù)學(xué)模型的建立

        1.1 幾何模型建立與網(wǎng)格劃分

        采用切片法對(duì)連鑄過程進(jìn)行模擬,通過SolidWorks軟件建立三維幾何模型。為得到準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果并保證計(jì)算速度,網(wǎng)格元素尺寸設(shè)置為5 mm,總網(wǎng)格數(shù)超過442 714個(gè),能夠滿足計(jì)算要求。數(shù)值模擬幾何模型、網(wǎng)格結(jié)構(gòu)三視圖見圖1。

        圖1 數(shù)值模擬幾何模型、網(wǎng)格結(jié)構(gòu)三視圖Fig.1 Orthographic Views for Geometric Model of Numerical Simulation and Lattice Construction

        1.2 材料的物性參數(shù)

        材料的熱物理特性隨時(shí)間的改變而改變,因此數(shù)值模擬過程中需要掌握材料在具體時(shí)刻的具體物性來定義邊界條件。表1為25MnSiV鋼化學(xué)成分。

        表1 25MnSiV鋼化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab1e 1 Chemical Compositions in 25MnSiV Steel(Mass Fraction) %

        液相線[10]和固相線溫度計(jì)算公式[11]如下:

        根據(jù)上式計(jì)算,得到25MnSiV的液相線溫度為1 515℃,固相線溫度為1 457℃。

        1.3 初始條件和邊界條件

        鋼水進(jìn)入結(jié)晶器的時(shí)刻作為初始時(shí)刻,溫度初始條件為澆注溫度。數(shù)學(xué)模型建立的前提條件如下:

        (1)用切片法進(jìn)行模擬,假定鑄坯任一橫截面的上下部分絕熱,即忽略拉坯方向的傳熱,模型簡(jiǎn)化為二維非穩(wěn)態(tài)傳熱;

        (2)鋼液考慮為牛頓粘性不可壓縮流體,凝固過程體積不變;

        (3)鋼種液相線和固相線不變;

        (4)鑄坯的物性參數(shù)視為各向同性。

        由此,建立二維非穩(wěn)態(tài)傳熱模型[12]如下:

        式中,ρ為密度,kg/m3;cp為比熱,J/(kg·K-1);t為鋼水在結(jié)晶器內(nèi)的停留時(shí)間,s;λ為導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K-1);L 為熔化潛熱,J/kg; fs為固相率。

        結(jié)晶器內(nèi)的傳熱可以用第二類邊界條件來描述,結(jié)晶器內(nèi)瞬時(shí)熱流密度[13]為:

        式中,q為結(jié)晶器內(nèi)某一位置處鋼液的瞬時(shí)熱流密度,MW/m2;N為常數(shù),由實(shí)際測(cè)定的結(jié)晶器熱平衡與結(jié)晶器平均熱流密度計(jì)算得出。結(jié)晶器瞬時(shí)熱流密度與結(jié)晶器內(nèi)平均熱流密度的關(guān)系表達(dá)如下[14]:

        式中,ρw為冷卻水密度,kg/m3;cw為冷卻水比熱容,J/(kg·K-1);W 為冷卻水量,m3/s;T1為結(jié)晶器出水溫度,K;T2為結(jié)晶器進(jìn)水溫度,K;S為結(jié)晶器與鋼液的有效接觸面積,m2。

        二冷區(qū)傳熱通常采用第三類邊界條件描述,足輥區(qū)換熱系數(shù)[16]可以表示為:

        式中,h 表示足輥區(qū)換熱系數(shù),W/(m2·K-1);Qw表示二冷區(qū)冷卻水流量,kg/s;Tw表示二冷區(qū)冷卻水溫度,K。其他二冷區(qū)換熱系數(shù)可用下式[17]表示:

        空冷區(qū)部分邊界條件用輻射換熱和對(duì)流換熱描述,其熱流密度可以表示為:

        式中,σ 為玻爾茲曼常數(shù),通常取5.669×10-8W/(m·2K4);ε為鑄坯表面平均黑度,通常取0.8;Ts表示坯殼表層溫度,℃;Te表示環(huán)境溫度,℃;ha表示空氣自然對(duì)流換熱系數(shù),通常為 5~25 W/(m2·K)。

        1.4 數(shù)學(xué)模型的驗(yàn)證

        對(duì)現(xiàn)場(chǎng)鑄坯測(cè)溫來驗(yàn)證本文模型的準(zhǔn)確性。連鑄工藝參數(shù)為:拉速1.11 m/min、澆鑄溫度1 530℃、結(jié)晶器水流量159.7 m3/h、結(jié)晶器水溫差7.5℃、二冷足輥水流量3.4 m3/h、二冷一段水流量2.6 m3/h、二冷二段水流量1.9 m3/h、二冷三段水流量0.5 m3/h、二冷水總管溫度27.3℃,測(cè)溫位置分別在矯正軌之前和火焰切割前鑄坯側(cè)表面。實(shí)際測(cè)溫與模擬溫度對(duì)比見圖2。每個(gè)點(diǎn)測(cè)溫兩次取平均值,測(cè)溫點(diǎn)1測(cè)得溫度值926℃,模擬結(jié)果測(cè)溫點(diǎn)1溫度值950℃,相對(duì)誤差為2.59%;測(cè)溫點(diǎn)2測(cè)得溫度值781℃,模擬結(jié)果測(cè)溫點(diǎn)2溫度值為783℃,相對(duì)誤差為0.25%。兩個(gè)點(diǎn)實(shí)際值與模擬值相對(duì)誤差均小于5%,可以認(rèn)為該模型能很好地反映實(shí)際連鑄過程。

        圖2 實(shí)際測(cè)溫與模擬溫度的對(duì)比Fig.2 Comparison of Measured Temperature and Simulated Temperature

        2 連鑄坯凝固傳熱模擬結(jié)果分析

        研究模擬拉速、過熱度及二冷區(qū)給水量占比對(duì)鑄坯溫度的影響,結(jié)晶器及二冷區(qū)水流量具體參數(shù)設(shè)置見表2。

        表2 結(jié)晶器及二冷區(qū)水流量具體參數(shù)設(shè)置Table 2 Special Parameters for Mould and Quantity of Water Supply in Secondary Cooling Zone

        2.1 拉速對(duì)鑄坯溫度的影響

        模擬拉速分別為1.0、1.2、1.4和1.6 m/min,過熱度20℃(澆注溫度1 535℃),二冷區(qū)最大給水量情況下,研究鑄坯表面和中心溫度變化規(guī)律,進(jìn)而根據(jù)溫度對(duì)鑄坯疏松縮孔的影響機(jī)理確定最優(yōu)拉速。圖3為不同拉速下凝固末端鑄坯橫截面溫度場(chǎng)分布。

        圖3 不同拉速下凝固末端鑄坯橫截面溫度場(chǎng)分布Fig.3 Temperature Field Distribution in Cross Section of Blank at Solidifying End-point under Different Casting Speeds

        從圖3中可以看出,拉速分別為1.0、1.2、1.4及1.6 m/min時(shí),凝固末端鑄坯橫截面中心區(qū)域溫度范圍分別為 933.3~986.7 ℃、986.7~1 040.0 ℃、1 040.0~1 093.3℃及1 093.3~1 146.7℃。隨著拉速的提高,凝固末端鑄坯橫截面中心溫度逐漸增大,可以推斷出鑄坯液芯的長度逐漸增大,不利于鋼液的補(bǔ)縮,因此可判斷出鑄坯疏松縮孔會(huì)逐漸增大。

        圖4為不同拉速下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離的變化情況。

        圖4 不同拉速下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離變化情況Fig.4 Changes of Surface Temperature and Center Temperature in Terms of Blank with Distance Changing from Meniscus under Different Casting Speeds

        從圖4(a)可以看出,由于結(jié)晶器內(nèi)冷卻強(qiáng)度較大,鑄坯表面溫度迅速下降到1 200℃以下,拉速越小,鑄坯出結(jié)晶器的溫度越低。拉速1.0 m/min時(shí),鑄坯表面在出結(jié)晶器時(shí)溫度大約為1 050℃;拉速1.6 m/min時(shí),大約為1 200℃,可見在結(jié)晶器內(nèi)不同拉速對(duì)于鑄坯表面溫度的影響較大。

        鑄坯出結(jié)晶器后,由于冷卻強(qiáng)度突然降低,導(dǎo)致鑄坯表面溫度出現(xiàn)了巨大的回升,過大的回溫會(huì)導(dǎo)致凝固前沿拉應(yīng)力的產(chǎn)生進(jìn)而產(chǎn)生內(nèi)部裂紋。從圖4(a)看出,鑄坯最大回溫點(diǎn)出現(xiàn)在距彎月面距離2.5 m處,即二冷一段末端。拉速分別為1.0、1.2、1.4和1.6 m/min時(shí),鑄坯表面回溫分別為325、275、240和201℃。因此可以推斷,拉速越低,鑄坯在出結(jié)晶器時(shí)回溫現(xiàn)象越明顯。二冷一段末端之后鑄坯表面溫度逐步下降,沒有出現(xiàn)回溫現(xiàn)象,且拉速對(duì)于鑄坯表面溫度的變化影響不大。從圖4(b)可以看出,由于鑄坯中心鋼液潛熱的釋放,中心溫度在很長一段時(shí)間保持不變。隨著拉速的提高,鑄坯中心溫度下降的位置有所延后,拉速為1.0 m/min時(shí),鑄坯中心溫度在距彎月面距離10 m處之后明顯下降;拉速為1.6 m/min時(shí),在距離15 m處之后明顯下降。另外可以明顯看出,在凝固末端拉速越大,鑄坯中心位置溫度越高,拉速1.6 m/min比拉速1.0 m/min凝固末端鑄坯中心溫度高100℃左右,這與前面凝固末端溫度場(chǎng)的分布情況吻合,溫度高,液芯長度大,不利于補(bǔ)縮的進(jìn)行。

        2.2 過熱度對(duì)鑄坯溫度的影響

        模擬過熱度分別為 20、30、40和 50℃(澆注溫度分別為 1 535、1 545、1 555、1 565 ℃), 拉速為1.0 m/min,二冷區(qū)給水量為最大給水量情況下研究鑄坯表面溫度和中心溫度變化規(guī)律,進(jìn)而確定最佳過熱度。圖5為不同過熱度下凝固末端鑄坯橫截面溫度場(chǎng)分布。從圖5中可以看出,過熱度在20~40℃之間變化時(shí),鑄坯中心溫度位于同一溫度梯度,即666.7~720.0℃。過熱度從40℃增加到50℃過程中,鑄坯中心溫度升高一個(gè)溫度梯度,大約60℃左右,這顯著拉長了鑄坯液芯長度,導(dǎo)致補(bǔ)縮困難,產(chǎn)生縮孔,這可以很好的說明疏松縮孔的產(chǎn)生與鋼水的溫度分布密切相關(guān)。

        圖5 不同過熱度下凝固末端鑄坯橫截面溫度場(chǎng)分布Fig.5 Temperature Field Distribution in Cross Section of Blank at Solidifying End-point under Different Degrees of Superheat

        圖6為不同過熱度下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離變化情況。從圖6(a)看出,過熱度在20~50℃變化過程中,鑄坯表面溫度隨距彎月面距離變化趨勢(shì)一致,且過熱度對(duì)于連鑄過程中鑄坯表面溫度影響不大。鑄坯出結(jié)晶器時(shí),由于結(jié)晶器的強(qiáng)冷作用,鑄坯表面溫度迅速降低到1 250℃,不隨過熱度的變化而改變。鑄坯出結(jié)晶器后進(jìn)入二冷區(qū)迅速發(fā)生回溫現(xiàn)象,之后隨著連鑄過程的進(jìn)行,鑄坯表面溫度以相同趨勢(shì)逐漸下降,整個(gè)過程中,相鄰過熱度鑄坯表面溫度始終相差20℃左右。由圖6(b)看出,鑄坯中心溫度下降的位置都出現(xiàn)在距彎月面距離大約12 m處,不因過熱度的不同而發(fā)生改變。在整個(gè)連鑄過程中,過熱度對(duì)于鑄坯中心溫度的變化影響不大,鑄坯中心溫度基本相同。

        圖6 不同過熱度下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離變化情況Fig.6 Changes of Surface Temperature and Center Temperature in Terms of Blank with Variable Distance of Meniscus under Different Degree of Superheat

        2.3 二冷給水量對(duì)鑄坯溫度的影響

        模擬二冷區(qū)給水量為最大給水量的40%、60%、80%和最大給水量,拉速為1.0 m/min,過熱度為20℃,研究鑄坯表面溫度和中心溫度變化規(guī)律,進(jìn)而確定最佳給水量。不同二冷區(qū)給水量下凝固末端鑄坯橫截面溫度場(chǎng)分布見圖7所示。

        圖7 不同二冷區(qū)給水量下凝固末端鑄坯橫截面溫度場(chǎng)分布Fig.7 Temperature Field Distribution in Cross Section of Blank at Solidifying End-point under Different Water Supply Flow in Secondary Cooling Zone

        從圖7看出,隨著二冷給水量不斷增加,鑄坯凝固末端中心溫度呈下降趨勢(shì),二冷區(qū)給水量為最大給水量的40%、60%、80%及最大給水量時(shí),凝固末端鑄坯中心溫度分別介于932.7~981.3℃、884.0~932.7℃、738.0~786.7℃及 689.3~738.0℃。 二冷區(qū)給水量每提高20%,凝固末端鑄坯中心溫度下降約50℃,可見二冷區(qū)冷卻強(qiáng)度對(duì)鑄坯溫度變化影響較大,而中心溫度越高,鑄坯液芯越長,不利于鋼水補(bǔ)縮。另外,二冷區(qū)給水量對(duì)鑄坯表面溫度和角部溫度影響較大,二冷區(qū)給水量從40%增加到60%過程中,鑄坯角部溫度下降48℃;60%增加到80%和80%增加到最大給水量過程中,鑄坯角部溫度均下降146℃。

        圖8為不同二冷區(qū)給水量下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離變化情況。

        圖8 不同二冷區(qū)給水量下鑄坯表面溫度和中心溫度隨距彎月面距離變化情況Fig.8 Changes of Surface Temperature and Center Temperature in Terms of Blank with Distance Changing from Meniscus under Different Water Supply Flow in Secondary Cooling Zone

        從圖8(a)可以看出,鑄坯表面溫度在出結(jié)晶器后都存在一個(gè)明顯的回溫趨勢(shì),這一趨勢(shì)隨著二冷區(qū)給水量的減少而增大。鑄坯在出結(jié)晶器時(shí)表面溫度降為1 050℃,當(dāng)二冷區(qū)給水量為最大給水量時(shí),鑄坯表面最大回溫溫度為1 360℃,回溫310℃;當(dāng)二冷區(qū)給水量為80%、60%和40%時(shí),鑄坯表面最大回溫溫度分別為1 410、1 450、1 490℃,回溫分別為370、410、450℃。 可見二冷區(qū)冷卻強(qiáng)度對(duì)于鑄坯表面溫度影響較大,過大的回溫現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致鑄坯鼓肚以及在凝固前沿產(chǎn)生較大拉應(yīng)力,這會(huì)促進(jìn)疏松縮孔的生長。從圖8(b)中可以看出,隨著二冷區(qū)給水量的減少,鑄坯中心溫度下降臨界點(diǎn)明顯后移。當(dāng)二冷區(qū)給水量分別為最大給水量、80%、60%、40%時(shí),鑄坯中心溫度明顯下降位置分別為距彎月面10.12、11.62、13.28、16.62 m處,鑄坯中心溫度下降臨界點(diǎn)分別后移1.50、1.66、3.34 m。另外還可以看出,隨著二冷區(qū)給水量的增大,凝固末端鑄坯溫度明顯增大,40%的二冷區(qū)給水量比最大給水量的鑄坯中心溫度高160℃左右。而凝固末端鑄坯的中心溫度高,說明鑄坯凝固時(shí)的液芯長度較長,不利于鋼液補(bǔ)縮。

        基于上述研究認(rèn)為,凝固末端鑄坯橫截面中心溫度高將導(dǎo)致液芯的長度增大,使補(bǔ)縮困難,從而產(chǎn)生縮孔,另外,鑄坯表面溫度的回升過于嚴(yán)重也將導(dǎo)致凝固前沿拉應(yīng)力的產(chǎn)生進(jìn)而產(chǎn)生內(nèi)部裂紋。綜合考慮,拉速為1.0 m/min,過熱度為20℃,二冷區(qū)給水量為最大給水量時(shí),對(duì)25MnSiV矩形連鑄坯溫度影響最小,有利于降低鑄坯中心疏松縮孔比例。

        3 結(jié)論

        采用數(shù)值模擬的方法研究了拉速、過熱度和二冷區(qū)給水量對(duì)25MnSiV矩形連鑄坯表面溫度和中心溫度的影響,得出結(jié)論如下:

        (1)拉速從1.0 m/min增大到1.6 m/min時(shí),凝固末端鑄坯橫截面中心溫度增加,而鑄坯表面回溫逐漸降低;過熱度在20~50℃之間變化時(shí),鑄坯中心溫度升高約60℃,而對(duì)鑄坯表面溫度影響不大;二冷給水量每提高20%,凝固末端鑄坯中心溫度下降約50℃,另外,鑄坯表面回溫隨二冷區(qū)給水量增加而增加。

        (2)拉速為1.0 m/min,過熱度為20℃,二冷區(qū)給水量為最大給水量時(shí),對(duì)25MnSiV矩形連鑄坯的溫度影響最小,有利于降低鑄坯中心疏松縮孔比例。

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