戴青松，鄧運(yùn)來，胥福順, 3，張新明

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鑄嘴結(jié)構(gòu)對(duì)3004鋁合金鑄軋流熱場(chǎng)的影響及其優(yōu)化設(shè)計(jì)

戴青松1, 2，鄧運(yùn)來1, 2，胥福順1, 2, 3，張新明1, 2

(1. 中南大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410083；2. 中南大學(xué)有色金屬材料科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙，410083；3. 云南鋁業(yè)股份有限公司，云南昆明，650502)

針對(duì)3004鋁合金鑄軋生產(chǎn)中熔體流動(dòng)性差、鑄嘴布流困難、易造成板面缺陷的現(xiàn)象，采用高溫熔體黏度測(cè)量?jī)x對(duì)3004鋁合金熔體黏度進(jìn)行測(cè)量，根據(jù)實(shí)測(cè)物理參數(shù)與生產(chǎn)工況，采用COMSOL Multiphysics軟件對(duì)熔體在2種不同結(jié)構(gòu)鑄嘴中的流熱場(chǎng)進(jìn)行有限元模擬分析，根據(jù)模擬結(jié)果對(duì)鑄嘴結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)檢測(cè)。研究結(jié)果表明：在660~750 ℃范圍內(nèi)其黏度與溫度的關(guān)系可表達(dá)為=10?3×exp(0.059+621.379/)；當(dāng)鑄嘴入口2邊的擋塊與水平方向成8°傾斜角，擋塊與分流塊間間距為30 mm時(shí)，鑄嘴型腔內(nèi)容易產(chǎn)生渦流，流熱場(chǎng)分布不均勻；當(dāng)鑄嘴入口2邊擋塊水平設(shè)置，擋塊與分流塊間間距為50 mm時(shí)，熔體流動(dòng)平緩，流熱場(chǎng)分布較均勻。實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性與優(yōu)化方案的可行性。

3004鋁合金；黏度；鑄嘴；有限元模擬；流熱場(chǎng)

在鋁合金鑄軋生產(chǎn)中，鑄嘴是輸送鋁液的關(guān)鍵部分，鑄嘴結(jié)構(gòu)將直接影響熔體能否均勻、穩(wěn)定的從鑄嘴型腔進(jìn)入鑄軋區(qū)，進(jìn)而影響板材質(zhì)量，因此，鑄嘴的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)受到廣泛關(guān)注[1]。由于鑄嘴型腔內(nèi)鋁熔體溫度高達(dá)670~690 ℃，直接觀測(cè)型腔內(nèi)熔體的流熱場(chǎng)情況變得很困難甚至不可能，因此，有限元數(shù)值模擬廣泛用于鑄軋生產(chǎn)中熔體的流熱場(chǎng)分析[2?9]，國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過對(duì)鑄嘴型腔內(nèi)熔體的數(shù)值模擬總結(jié)了許多流熱場(chǎng)規(guī)律，并為實(shí)際生產(chǎn)中鑄嘴結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供了參考依據(jù)[6?9]。但以往學(xué)者進(jìn)行有限元模擬分析時(shí)，在鋁合金熔體物性參數(shù)的選取上主要集中在1系鋁合金，很少有人對(duì)3004這類熔體流動(dòng)性較差的鋁合金進(jìn)行研究。3004鋁合金屬Al-Mn系，具有強(qiáng)度中等、塑性良好的特點(diǎn)，是生產(chǎn)易拉罐的主要原材料[10]。目前絕大部分的易拉罐帶坯原材料采用熱軋法生產(chǎn)，若采用鑄軋法，其成本可以顯著降低，因此，鑄軋生產(chǎn)3004鋁合金帶坯將成為一種趨勢(shì)[11]。但3004鋁合金熔體流動(dòng)性差，鑄軋生產(chǎn)時(shí)布流困難，容易產(chǎn)生板面缺陷，對(duì)鑄嘴結(jié)構(gòu)要求較高。為此，本文作者以寬×厚為1 080.0 mm×6.8 mm、出板速度為0.9 m/min的3004鑄軋生產(chǎn)線作為研究對(duì)象，對(duì)3004鋁合金進(jìn)行高溫熔體黏度測(cè)試。根據(jù)實(shí)測(cè)物性參數(shù)與生產(chǎn)工況，使用Comsol Multiphysics 軟件對(duì)鑄軋流熱場(chǎng)進(jìn)行三維有限元模擬，分析2種不同鑄嘴結(jié)構(gòu)對(duì)其型腔內(nèi)熔體流熱場(chǎng)的影響，根據(jù)分析結(jié)果對(duì)鑄嘴結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)檢驗(yàn)。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 物性參數(shù)

研究的3004鋁合金化學(xué)成分質(zhì)量分?jǐn)?shù)如表1所示。

表1 實(shí)驗(yàn)所用3004鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

為準(zhǔn)確分析3004鋁合金熔體在鑄嘴型腔中的流動(dòng)情況，采用回轉(zhuǎn)振動(dòng)式高溫熔體黏度測(cè)量?jī)x對(duì)其熔體黏度進(jìn)行測(cè)量。實(shí)驗(yàn)前，先在常溫下用水對(duì)儀器進(jìn)行校核，保證測(cè)量誤差在?3%~3%之間，校核后在660~750 ℃范圍內(nèi)對(duì)熔體黏度進(jìn)行測(cè)量，并采用Arrhenius公式對(duì)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行擬合[12]。其結(jié)果如圖1所示。

圖1 3004鋁合金熔體黏度隨溫度的變化關(guān)系及Arrhenius公式擬合曲線

從測(cè)量結(jié)果可知：熔體黏度隨著溫度的降低而增大，在所測(cè)溫度范圍內(nèi)黏度變化區(qū)間為2.428~2.717 mPa·s，擬合后黏度與溫度的關(guān)系式為

鑄嘴型腔中鋁熔體的溫度范圍在670~690 ℃，熔體密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)等物性參數(shù)變化很小，可將其看成常數(shù)。因此，模擬分析時(shí)所需要的主要熔體物性參數(shù)可設(shè)置為[8?9]：密度=2.390 t/m3；比定壓熱容c=1 080 J/(kg·℃)；導(dǎo)熱系數(shù)=103 W/(m·℃)；熔體動(dòng)力黏度隨溫度變化的關(guān)系式為=10?3×exp(0.059+621.379/)。

1.2 鑄嘴結(jié)構(gòu)與工況

3004鋁合金板在鑄軋生產(chǎn)時(shí)因其熔體流動(dòng)性差易導(dǎo)致邊部流量不足，需要對(duì)鑄嘴結(jié)構(gòu)進(jìn)行調(diào)整以使其內(nèi)部熔體分布合理。生產(chǎn)中常采用以下2種調(diào)整方案：1) 將鑄嘴前擋塊設(shè)置一定傾斜角，使熔體易于流到邊部，同時(shí)在正中間多設(shè)置一分流塊以減小中間速度，其結(jié)構(gòu)如圖2(a)所示；2) 增大分流塊與擋塊之間的間距，同時(shí)調(diào)整分流塊與分流塊間的間距，使型腔中布流合理，其結(jié)構(gòu)如圖2(b)所示。將上述2種鑄嘴分別記為鑄嘴A和鑄嘴B，對(duì)其進(jìn)行研究。

(a) 鑄嘴A；(b) 鑄嘴B

在實(shí)際生產(chǎn)中，鑄軋板出板速度為0.9 m/min，鑄嘴入口溫度為(692±3) ℃，故將入口速度設(shè)置為 0.071 3 m/s，入口溫度設(shè)置為692 ℃。

2 有限元模型的建立

2.1 幾何模型

根據(jù)圖2所示的鑄嘴結(jié)構(gòu)圖建立三維有限元幾何模型。

2.2 數(shù)學(xué)模型

流體流動(dòng)狀態(tài)可分為層流、湍流和過渡流，常根據(jù)雷諾數(shù)來判斷流動(dòng)狀態(tài)[13]。雷諾方程為

通過上述分析可以確定有限元模擬時(shí)的主要數(shù)學(xué)方程[7?9, 13?15]。

2.2.1 連續(xù)方程

式中：，和分別為，和方向的速度。

2.2.2 動(dòng)量方程

(5)

動(dòng)量方程中參數(shù)C1=1.5；C2=1.9；C=0.09；σ=1.4；σ=1.4。

2.2.3 能量方程

考慮鑄嘴型腔中流體為不可壓縮性，又無內(nèi)熱源，忽略耗散函數(shù)，且其熱物性，c和為常數(shù)，則在直角坐標(biāo)中為

2.3 邊界條件

2.3.1 流場(chǎng)邊界條件

入口處熔體的軋向速度明顯大于其他2個(gè)方向的速度，并且存在數(shù)量級(jí)的差別，故入口邊界只設(shè)置軋向速度；出口處設(shè)置為自由流動(dòng)邊界；其他面進(jìn)行壁面設(shè)置。

入口邊界：=0 m/s，=0.071 3 m/s，=0 m/s；

壁邊界：wallwallwall0，。

2.3.2 熱場(chǎng)邊界條件

高溫熔體在鑄嘴型腔中的熱損失大部分是從壁面?zhèn)髯撸浔诿鎮(zhèn)鳠崧蔥15]為

式中：為壁面?zhèn)鳠崧?W/m2)；為對(duì)流傳熱系數(shù)(W/(m2·℃))；型腔寬向截面熔體的平均溫度(℃)；為鑄嘴表面溫度(℃)。

鑄嘴入出口溫差為15~20 ℃，鑄嘴上下表面有鐵板壓蓋，鐵板溫度在250~270 ℃之間，結(jié)合各物理參數(shù)可計(jì)算鑄嘴與熔體各接觸面的壁面?zhèn)鳠崧省?種鑄嘴上下板面?zhèn)鳠崧?W/m2)相同，可以表達(dá)為

鑄嘴A的側(cè)面?zhèn)鳠崧蕿?/p>

鑄嘴B的側(cè)面?zhèn)鳠崧蕿?/p>

3 模擬結(jié)果分析

以往的研究表明鑄嘴出口面中線及鑄嘴中心平面處熔體的流熱場(chǎng)最能反映整個(gè)模型的流熱場(chǎng)情況[8?9]。故本文以鑄嘴出口面中線(=350 mm，=0 mm)及鑄嘴中心平面(=0 mm)處的熔體為研究對(duì)象，對(duì)2種鑄嘴型腔中熔體的流熱場(chǎng)模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

3.1 流場(chǎng)分析

圖3所示為鑄嘴A和B出口中線處熔體的軋向速度對(duì)比圖。鑄嘴A出口面中線速度中間大，兩邊小，正中間存在速度低谷，速度范圍為0.024 5~0.027 8 m/s。鑄嘴A前部擋塊存在傾斜角有利于熔體流向邊部，但分流塊與前擋塊之間的通道間距小，這可能會(huì)導(dǎo)致邊部流量少，因此，中間速度大，邊部速度小，而中間多設(shè)置的分流塊又使正中位置產(chǎn)生速度低谷。鑄嘴B出口面中線處速度整體平緩，這可能是分流塊與前擋塊的間距較大，同時(shí)分流塊與分流塊之間間距較合理，使得流體整體分布較均勻。

1—鑄嘴A；2—鑄嘴B

圖4所示為2種鑄嘴中心平面處熔體的速度矢量圖。從圖4(a)可見：鑄嘴A因前部擋塊存在傾斜，熔體流過分流塊間的間隙后寬向速度較大，最邊部分流塊尾部的熔體因?qū)捪蛩俣却螽a(chǎn)生回流，回流的熔體跟邊部熔體匯合形成渦流。生產(chǎn)中渦流的存在可能會(huì)產(chǎn)生氣泡進(jìn)而在后續(xù)鑄軋中導(dǎo)致板坯產(chǎn)生松孔，同時(shí)渦流的存在有可能使邊部熔體流動(dòng)不穩(wěn)定，邊部熔體流動(dòng)不穩(wěn)定使得鑄軋過程中邊部壓下量不穩(wěn)定，進(jìn)而導(dǎo)致裂邊。從圖4(b)可以看出：B鑄嘴中熔體流動(dòng)整體平緩，分流塊尾部因熔體匯聚產(chǎn)生微小紊亂，最邊部的分流塊尾部有出現(xiàn)渦流的趨勢(shì)，但接近出口時(shí)，熔體已沿軋向平穩(wěn)流動(dòng)。

(a) 鑄嘴A；(b) 鑄嘴B

3.2 熱場(chǎng)分析

圖5所示為鑄嘴A和B出口面中線處熔體的溫度對(duì)比結(jié)果。從圖5可知：鑄嘴A出口中線處熔體溫度中間高兩邊低，正中間存在溫度低谷，出口面中線處熔體的溫差為13 ℃，入口與出口溫差范圍為7.5~20.5 ℃。邊部溫度低于中部，這可能是因?yàn)檫叢看嬖趥?cè)面?zhèn)鳠?，同時(shí)邊部流量少于中部流量。而正中位置出現(xiàn)溫度低谷的原因可能是正中間多設(shè)計(jì)的分流塊減少了中間的流量，同時(shí)存在分流塊壁傳熱。鑄嘴B出口面中線溫度中間高兩邊低，出口中線整體溫差為8 ℃，入口與出口溫差范圍為10.5~18.5 ℃，每個(gè)分流塊尾部位置都對(duì)應(yīng)著1個(gè)溫度極小值。

1—鑄嘴A；2—鑄嘴B

圖6所示為鑄嘴A與鑄嘴B中心平面處熔體的溫度云紋圖。從圖6可見：鑄嘴中心平面各處熔體的溫度分布情況。2鑄嘴在最邊部分流塊尾部都存在溫度低谷，考慮到鑄嘴A邊部的流速低于中部，而鑄嘴B相對(duì)較均勻，在流場(chǎng)與熱場(chǎng)的綜合作用，鑄嘴A可能更容易使板坯產(chǎn)生板面缺陷。

(a) 鑄嘴A；(b) 鑄嘴B

4 鑄嘴結(jié)構(gòu)優(yōu)化及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

熔體從鑄嘴流出后有自相平衡的流動(dòng)過程，熔體速度大的區(qū)域會(huì)往速度小的區(qū)域流動(dòng)，熔體溫度高的區(qū)域會(huì)向溫度低的區(qū)域傳熱，鑄嘴出口處熔體的速度與溫度在一定范圍內(nèi)波動(dòng)時(shí)不會(huì)對(duì)板材質(zhì)量造成很大影響。但熔體從鑄嘴流出后在極短的時(shí)間內(nèi)要完成冷卻、凝固、軋制，自相平衡流動(dòng)無法充分進(jìn)行，速度與溫度的波動(dòng)范圍過大必將影響板材質(zhì)量。從上述對(duì)鑄嘴A和B型腔中熔體流熱場(chǎng)的有限元模擬分析結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：對(duì)于鑄嘴A，邊部速度與溫度都比中間的低，且型腔內(nèi)容易產(chǎn)生渦流，若增大擋塊與分流塊之間的通道距離有可能增大邊部流量與流速，但可能會(huì)引起更大的寬向速度，造成更大的渦流。對(duì)于鑄嘴B，在分流塊尾部出現(xiàn)微小紊亂，最邊部分流塊尾部位置有產(chǎn)生渦流的趨勢(shì)，但接近出口時(shí)其流動(dòng)比較穩(wěn)定，無論流場(chǎng)還是溫度場(chǎng)都比鑄嘴A穩(wěn)定。為此，以鑄嘴B為基礎(chǔ)，對(duì)分流塊間距進(jìn)行調(diào)整優(yōu)化，以使熔體流動(dòng)更平穩(wěn)。優(yōu)化后的鑄嘴(鑄嘴C)結(jié)構(gòu)如圖7所示。

單位：mm

4.1 優(yōu)化鑄嘴模擬分析

對(duì)鑄嘴C型腔中熔體的流熱場(chǎng)進(jìn)行模擬分析，其中心平面速度矢量圖跟溫度云紋圖如圖8所示。從圖8可以看出：熔體流動(dòng)平穩(wěn)，分流塊尾部沒有出現(xiàn)渦流的跡象，溫度云紋圖(圖8(b))與鑄嘴B的變化不大，出口處溫差有減小的趨勢(shì)。

(a) 速度矢量圖；(b) 溫度云紋圖

4.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

圖9所示為在寬×厚為1 080.0 mm×6.8 mm、出板速度為0.9 m/min的3004鑄軋生產(chǎn)線上實(shí)驗(yàn)生產(chǎn)的板材。其中，圖9(a)所示為使用鑄嘴A實(shí)驗(yàn)生產(chǎn)的鑄軋板坯，在距邊部150~180 mm處出現(xiàn)疏松條紋，同時(shí)板坯還存在裂邊現(xiàn)象。疏松條紋的位置與模擬分析中熔體產(chǎn)生渦流的位置相對(duì)應(yīng)，由此也說明模擬分析的準(zhǔn)確性。鑄嘴A的結(jié)構(gòu)容易導(dǎo)致熔體在最邊部分流塊尾部產(chǎn)生渦流，渦流將引起氣泡產(chǎn)生，氣泡在鑄軋生產(chǎn)中來不及冒出而一直留在熔體中，后續(xù)軋成的板坯便產(chǎn)生了疏松條紋；同時(shí)，渦流的存在將會(huì)導(dǎo)致鑄嘴邊部熔體速度不穩(wěn)定，容易出現(xiàn)波動(dòng)，使得鑄軋過程中邊部壓下量不穩(wěn)定，從而產(chǎn)生邊部裂紋。圖9(b)所示為采用鑄嘴C實(shí)驗(yàn)生產(chǎn)出的板材，鑄嘴C因流熱場(chǎng)相對(duì)較穩(wěn)定，生產(chǎn)的板坯質(zhì)量良好，滿足生產(chǎn)要求。

(a) 鑄嘴A；(b) 鑄嘴C

5 結(jié)論

1) 3004鋁合金熔體黏度與溫度的關(guān)系在660~750 ℃范圍內(nèi)可以表達(dá)為=10?3×exp(0.059+ 621.379/)。

2) 當(dāng)鑄嘴入口兩端的擋塊存在傾斜時(shí)，熔體在鑄嘴型腔內(nèi)容易產(chǎn)生渦流，渦流處往往容易形成氣泡，進(jìn)而導(dǎo)致鑄軋板對(duì)應(yīng)位置產(chǎn)生疏松條紋。渦流的存在還容易導(dǎo)致鑄嘴邊部熔體流動(dòng)不穩(wěn)定，使得鑄軋時(shí)邊部壓下量不一致，使鑄軋板產(chǎn)生裂邊現(xiàn)象。

3) 將鑄嘴入口兩端的擋塊進(jìn)行水平設(shè)置，擋塊與分流塊之間的間距設(shè)置為50 mm，各分流塊之間的間距從中間往兩邊分別設(shè)置為12，21和35 mm，實(shí)驗(yàn)生產(chǎn)出的板坯質(zhì)量良好，能夠滿足生產(chǎn)要求。

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Effect of nozzle structure on fluid-thermal field of 3004 aluminum alloy melt in cast-rolling and its optimum design

DAI Qingsong1, 2, DENG Yunlai1, 2, XU Fushun1, 2, 3, ZHANG Xinming1, 2

(1. School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;2. Key Laboratory of Nonferrous Materials Science and Engineering, Ministry of Education,Central South University, Changsha 410083, China;3. Yunnan Aluminum Co. Ltd., Kunming 650502, China)

In view of the inferior liquidity of 3004 aluminum alloy melt in cast-rolling, difficult to distribute in feed tip nozzle and easy to cause defect of sheet, viscosity of 3004 aluminum alloy melt was measured by viscometer for high temperature melt, fluid-thermal field of melt in nozzle cavity was analyzed by finite element simulation analysis software (COMSOL Multiphysics) based on the actual physical parameters and production condition, and nozzle structure was optimized according to the simulation results and it was verified by experiment. The results show that the relationship between viscosityand temperaturefrom 660 ℃ to 750 ℃ can be expressed as=10?3×exp(0.059+621.379/). The vortex emerges in nozzle cavity and fluid-thermal field distributes unevenly at the output of nozzle when the angle is 8° between block and horizontal direction and the gap is 30 mm between block and spacers. While melts flow smoothly and fluid-thermal field is relatively uniform when the block is horizontal and the gap is 50 mm. The experiments show that the optimum proposal is feasible and the simulation results are accurate.

3004 aluminum alloy; viscidity; nozzle; finite element simulation; fluid-thermal field

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.05.005

TG335.13；TG339

A

1672?7207(2015)05?1602?07

2014?06?06；

2014?08?10

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)項(xiàng)目(2010CB721700，2012CB619500) (Projects(2010CB721700, 2012CB619500) supported by Major State Basic Research Development Program of China)

胥福順，高級(jí)工程師，從事有色金屬材料加工工程研究；E-mail: xuda215@163.com

(編輯 羅金花)