張 博，朱 花,趙曉東,何文武,陳慧琴

(太原科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，太原 030024)

空心鋼錠凝固過程缺陷的模擬研究

張 博，朱 花,趙曉東,何文武,陳慧琴

(太原科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，太原 030024)

利用有限元軟件ProCAST對(duì)65t空心鋼錠底注式凝固過程進(jìn)行了數(shù)值模擬。根據(jù)實(shí)驗(yàn)條件和實(shí)驗(yàn)結(jié)果，分析確定了最終凝固位置在距離內(nèi)壁35%壁厚處時(shí)的內(nèi)壁界面換熱系數(shù)為400 W/m2·K.采用相同的錠型、澆注方式和邊界條件對(duì)4.2 t Mn18Cr18N空心鋼錠進(jìn)行了模擬研究，分析了不同澆注溫度和澆注速度下的凝固過程。結(jié)果表明，在澆注溫度為1 415 ℃，澆注速度為25 kg/s 條件下，實(shí)現(xiàn)了順序凝固，最終凝固位置在冒口內(nèi)，鋼錠內(nèi)沒有出現(xiàn)宏觀縮孔疏松，冒口根部下方靠近鋼錠內(nèi)壁處存在條狀的顯微縮松。

空心鋼錠；數(shù)值模擬；凝固；縮孔縮松

傳統(tǒng)的空心鋼錠是由實(shí)心鋼錠經(jīng)過多道機(jī)械加工工序得到的，例如鐓粗、沖孔等。傳統(tǒng)制造技術(shù)存在許多弊端，例如能耗高、工序繁瑣、材料利用率低、生產(chǎn)周期長等。為了解決這些弊端，空心鋼錠制造技術(shù)應(yīng)運(yùn)而生。法國、日本、德國等多個(gè)國家在這一技術(shù)上取得了突出的成績?？招匿撳V制造技術(shù)與傳統(tǒng)制造技術(shù)相比具有縮短工藝流程、降低生產(chǎn)成本以及提高生產(chǎn)效率等一系列的優(yōu)勢(shì)[1-4]。

早期由于技術(shù)手段的不發(fā)達(dá)，主要采取實(shí)物解剖的方法對(duì)鋼錠進(jìn)行研究，雖然結(jié)果準(zhǔn)確，但是存在費(fèi)用高、浪費(fèi)大、實(shí)驗(yàn)周期長等缺點(diǎn)，阻礙了鋼錠的研發(fā)生產(chǎn)。計(jì)算機(jī)技術(shù)的飛速發(fā)展，使得模擬仿真技術(shù)成為研究鋼錠質(zhì)量與性能的一種全新手段，如今該技術(shù)已基本成熟，進(jìn)入了實(shí)用化階段。模擬仿真技術(shù)可以對(duì)多種類型的模型進(jìn)行計(jì)算和分析，預(yù)測(cè)凝固結(jié)束后鋼錠內(nèi)部是否產(chǎn)生缺陷以及缺陷的形貌和位置，預(yù)測(cè)鑄件的顯微組織等[5-7]。

空心鋼錠制造技術(shù)的關(guān)鍵是芯子的設(shè)計(jì)，芯子主要有兩種：雙套筒式和單套筒式，本文采用由日本川崎制鐵公司發(fā)明的雙套筒式芯子進(jìn)行模擬計(jì)算[8-10]。

1 65 t空心鋼錠凝固過程模擬及內(nèi)壁界面換熱系數(shù)的確定

1.1 有限元模型的建立

采用底注雙套筒式的澆注系統(tǒng)對(duì)空心鋼錠進(jìn)行澆注。底注式澆注可以使充型過程中金屬液上升平穩(wěn)，避免金屬液發(fā)生激濺、氧化等缺陷。65 t空心鋼錠高2 410 mm，內(nèi)徑700 mm，頂部外徑2 375 mm，底部外徑2170 mm.利用三維建模軟件建模后直接導(dǎo)入鑄造模擬軟件ProCAST中進(jìn)行網(wǎng)格的劃分[11]，得到2D四邊形網(wǎng)格單元47 048個(gè)，3D六面體網(wǎng)格單元626 624個(gè)。

1.2 澆注工藝參數(shù)

底注式的澆注系統(tǒng)較為復(fù)雜，所以設(shè)計(jì)合理的澆注工藝參數(shù)是十分必要的，如果參數(shù)設(shè)計(jì)的不合理，會(huì)在充型過程中產(chǎn)生斷流，卷氣等現(xiàn)象，在一定程度上降低空心鋼錠的質(zhì)量[12]。

根據(jù)文獻(xiàn)[3]，65 t空心鋼錠的材質(zhì)是20MnSi.其液相線溫度為1 501 ℃，固相線溫度為1 110 ℃.澆注溫度為1 548 ℃.澆注系統(tǒng)采用兩個(gè)內(nèi)澆道，經(jīng)過計(jì)算可以得到直澆道、橫澆道和兩個(gè)內(nèi)澆道的尺寸分別為D直=86 mm、D橫=86 mm、D內(nèi)=68 mm.澆注速度為300 mm/min，這里的澆注速度是指型腔內(nèi)鋼液的上升速度。澆注時(shí)間是482 s.鋼錠模初始溫度為200 ℃，環(huán)境溫度為20℃.采用保溫冒口，在冒口外加保溫層，保溫層厚度為20 mm.耐火材料采用鉻礦砂加樹脂，為保證芯子的強(qiáng)度，耐火材料的厚度為30 mm.鋼錠模與空氣之間采用空冷。重力加速度為g=9.8 m/s2.

1.3 內(nèi)壁界面換熱系數(shù)對(duì)鋼錠最終凝固位置的影響

在空心鋼錠凝固過程中，鋼錠內(nèi)外壁的冷卻條件是不同的。其中外壁的冷卻條件隨空心鋼錠尺寸的變化影響較小，而內(nèi)壁的冷卻條件則取決于芯子的冷卻條件。將外壁換熱系數(shù)設(shè)為定值，選取不同內(nèi)壁換熱系數(shù)，分析內(nèi)壁換熱系數(shù)對(duì)空心鋼錠最終凝固位置的影響。用冒口根部處最終凝固位置的分?jǐn)?shù)值(最終凝固位置至內(nèi)壁的距離/鋼錠厚度)來衡量內(nèi)壁換熱系數(shù)對(duì)最終凝固位置的影響。設(shè)置鋼液與鋼錠模之間的換熱系數(shù)為1 000 W/m2·K；鋼液與保溫層之間的換熱系數(shù)為50 W/m2·K；鋼液與底部砂模之間的換熱系數(shù)為300 W/m2·K；內(nèi)壁換熱系數(shù)分別取100 W/m2·K、200 W/m2·K、300 W/m2·K、400 W/m2·K、500 W/m2·K.數(shù)值模擬結(jié)果如表1所示。從表1中可以看出，隨著內(nèi)壁界面換熱系數(shù)的增大，最終凝固位置逐漸遠(yuǎn)離內(nèi)壁，向鋼錠壁厚中部靠近。

鋼水采用真空爐冶煉。凝固結(jié)束后先脫模，然后取出芯子的內(nèi)套筒。在切割冒口后對(duì)冒口根部進(jìn)行酸硫印及酸洗，檢查冒口根部處的最終凝固位置，明顯地觀察到當(dāng)內(nèi)壁換熱系數(shù)為400 W/m2·K時(shí)，65 t空心鋼錠最終凝固位置位于冒口根部下方距離內(nèi)壁的35%壁厚處，模擬結(jié)果與實(shí)際結(jié)果吻合較好。

表1 最終凝固位置的模擬結(jié)果

Tab.1 The simulation results of the final solidification positions

內(nèi)壁界面換熱系數(shù)/W/m2·K最終凝固位置至內(nèi)壁的距離/mm最終凝固位置距內(nèi)壁的壁厚百分?jǐn)?shù)10025932．6%20026333．1%30027434．4%40027935．0%50030338．2%

圖1為內(nèi)壁界面換熱系數(shù)為400 W/m2·K時(shí)，65 t空心鋼錠不同時(shí)刻充型凝固狀態(tài)圖。由圖中可看出，在空心鋼錠的充型過程中，鋼液液面上升平穩(wěn)，沒有發(fā)生激濺等較大的起伏現(xiàn)象。金屬液在478 s時(shí)基本將整個(gè)型腔充滿，與計(jì)算所得的482 s的誤差在合理的誤差范圍內(nèi)，說明各澆注工藝參數(shù)的設(shè)定是合理的。

空心鋼錠理想狀態(tài)下的凝固順序是內(nèi)外壁向中心、由下向上的逐層凝固，最終凝固位置位于鋼錠的中上部或冒口內(nèi)。從圖1中可以看到，軸向上由空心鋼錠底部向冒口處推進(jìn)。由于內(nèi)外壁的換熱系數(shù)不同，壁厚剖面內(nèi)溫度場(chǎng)對(duì)稱軸靠近內(nèi)壁，即外壁換熱系數(shù)較大，外壁冷卻較內(nèi)壁快，即徑向上由鋼錠的內(nèi)外壁向鋼錠中部推進(jìn)，最終凝固位置位于靠近內(nèi)壁的冒口內(nèi)。

2 Mn18Cr18N空心鋼錠凝固過程模擬分析

2.1 有限元模型的建立

Mn18Cr18N空心鋼錠的尺寸圖與網(wǎng)格劃分半剖面圖如圖2所示。建模后導(dǎo)入ProCAST軟件中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，得到2D四邊形網(wǎng)格63 952個(gè)，3D六面體網(wǎng)格655 363個(gè)。鋼錠模進(jìn)行預(yù)熱，初始溫度為200℃.環(huán)境溫度20 ℃.冒口采用保溫板保溫，保溫層厚度為10 mm.耐火材料選用樹脂砂，厚度為20 mm.其他邊界條件均采用與最終凝固位置為35%時(shí)的65 t空心鋼錠相同的設(shè)置。

圖1 65 t空心鋼錠不同時(shí)刻充型凝固狀態(tài)圖

Fig.1 The filling and solidification states at different times of the 65 t hollow ingot

(a)尺寸圖 (b)網(wǎng)格劃分圖

圖2 Mn18Cr18N空心鋼錠尺寸和網(wǎng)格劃分圖

Fig.2 The size and the FE model of Mn18Cr18N hollow ingot

2.2 澆注工藝參數(shù)的確定

Mn18Cr18N護(hù)環(huán)材料的化學(xué)成分如表2所示。液相線溫度為1 385 ℃，固相線溫度為1 170 ℃.經(jīng)過計(jì)算可得到直澆道、橫澆道、兩個(gè)內(nèi)澆道的尺寸分別為D直=60 mm、D橫=60 mm、D內(nèi)=48 mm.

2.3 縮孔縮松判據(jù)的理論基礎(chǔ)

高溫合金在凝固過程中會(huì)發(fā)生體積收縮現(xiàn)象，最終凝固部位有可能因得不到鋼液的及時(shí)補(bǔ)充而產(chǎn)生的宏觀空隙缺陷，即縮孔。若孔洞細(xì)小而分散，則又稱縮松(疏松)。

鑄件因凝固收縮產(chǎn)生的缺陷不僅僅有宏觀的縮孔縮松，還會(huì)在枝晶間產(chǎn)生顯微縮松。這里采用Niyama判據(jù)來對(duì)顯微縮松出現(xiàn)的可能性進(jìn)行模擬預(yù)測(cè)。Niyama判據(jù)是一種基于枝晶間顯微縮松的預(yù)測(cè)判據(jù)，可以較準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)顯微縮松可能產(chǎn)生的位置和分布情況。表達(dá)式如下所示。

(1)

表2 Mn18Cr18N的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)%)

Tab.2 Chemical composition of Mn18Cr18N (mass fraction%)

化學(xué)成分CMnCrNNiSiCuPS質(zhì)量分?jǐn)?shù)0．0719．2120．10．640．140．470．070．0120．07

文獻(xiàn)[15]中根據(jù)達(dá)西定律和枝晶間的滲流補(bǔ)縮理論推導(dǎo)出Niyama判據(jù)計(jì)算公式：

(2)

由公式(2)可以看出，Niyama判據(jù)是結(jié)合糊狀區(qū)枝晶的生長機(jī)制與滲流補(bǔ)縮理論推導(dǎo)出來的，其實(shí)質(zhì)是在凝固過程中產(chǎn)生于枝晶間的顯微縮松，即在凝固前沿糊狀區(qū)域內(nèi)，由于枝晶臂閉合生長后形成的微小尺度孔洞。所以從理論上講，Niyama準(zhǔn)則是一種用于判斷枝晶間顯微縮松的預(yù)測(cè)判據(jù)，其值的大小主要表現(xiàn)顯微縮松的傾向性。

2.4 凝固過程分析

澆注時(shí)間可以用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到：

τ=Amn

(3)

式中τ是澆注時(shí)間，s；m是鑄件或澆注金屬的質(zhì)量，kg；A，n是經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，其取值范圍分別選取1.5～2.35, 0.5時(shí)最為合適。

澆注速度v可以用每秒鐘進(jìn)入型腔的鋼液量進(jìn)行表示，用式(4)計(jì)算可得：

v=M/τ

(4)

式中M是鑄件的質(zhì)量，kg；τ是澆注時(shí)間，s[16].

2.4.1 不同澆注溫度下的凝固過程

采用底注法對(duì)鋼錠進(jìn)行澆注時(shí)，過熱度不宜選取過高，Mn18Cr18N的液相線溫度為1 385 ℃.根據(jù)過熱度高出液相線30～50 ℃的合理范圍，分別選取澆注溫度為1 415 ℃、1 425 ℃、1 435 ℃對(duì)凝固過程進(jìn)行模擬計(jì)算，模擬結(jié)束后空心鋼錠內(nèi)部顯微縮松的分布情況如圖3所示。

圖3 不同澆注溫度下模擬的顯微縮松結(jié)果

Fig.3 Micro-porosities results of the simulation at different pouring temperatures

澆注溫度對(duì)合金流動(dòng)性的影響顯著，提高澆注溫度有利于提高金屬的流動(dòng)性。但會(huì)加大縮孔縮松缺陷的程度，造成晶粒粗大等現(xiàn)象；而澆注溫度過低會(huì)造成澆不足、冷隔、夾砂等現(xiàn)象。所以設(shè)置合適的澆注溫度十分必要。從圖3中可以看出，空心鋼錠凝固后，在冒口根部下方靠近內(nèi)壁處會(huì)出現(xiàn)長條狀的縮松區(qū)域，一直延伸至鋼錠下部。這是因?yàn)槟糖把氐闹Щハ啻罱映晒滔喙羌埽M(jìn)行閉合生長，閉合區(qū)域內(nèi)的殘余液相構(gòu)成一個(gè)個(gè)孤立的微小熔池，這些液相在轉(zhuǎn)變成固相的過程中會(huì)造成體積損失，若此時(shí)得不到外部金屬液的及時(shí)補(bǔ)充或不能進(jìn)行補(bǔ)充時(shí)，就會(huì)產(chǎn)生枝晶間的顯微縮松。在對(duì)顯微縮松的嚴(yán)重程度進(jìn)行比較時(shí)，既可以通過Niyama數(shù)值進(jìn)行比較，也可以對(duì)顯微縮松區(qū)域的長度或?qū)挾冗M(jìn)行測(cè)量，通過長度值或?qū)挾戎祦砭C合衡量顯微縮松的嚴(yán)重程度。由圖可以看到，隨著澆注溫度的升高，Niyama數(shù)值逐漸減小，說明產(chǎn)生顯微縮松的傾向性逐漸增大。但顯微縮松區(qū)域的長度逐漸減小，長度分別約為689 mm、688 mm、661 mm.綜合考慮顯微縮松程度呈逐漸增大趨勢(shì)，所以澆注時(shí)可取較低的澆注溫度為1 415 ℃.

2.4.2 不同澆注速度下的凝固過程

經(jīng)過式(4)的計(jì)算可得到澆注速度為33 kg/s，這里當(dāng)澆注溫度為1 415 ℃時(shí)，分別設(shè)置澆注速度為25 kg/s、33 kg/s、45 kg/s對(duì)空心鋼錠凝固過程進(jìn)行模擬，模擬結(jié)果如圖4所示。

圖4 不同澆注速度下模擬的顯微縮松結(jié)果

Fig.4 Micro-porosities results of the simulation at different pouring velocities

選用較小的澆注速度的優(yōu)點(diǎn)是充型過程中金屬液上升平穩(wěn)，一直保持水平狀態(tài)直到充型結(jié)束，基本上不存在卷氣現(xiàn)象。但是在直澆道中，由于金屬液下降會(huì)受到重力加速度的影響，上下兩端的金屬液流動(dòng)速度之間存在較大差值，會(huì)發(fā)生液體分離現(xiàn)象，造成澆不滿等缺陷。選用較大的澆注速度可以減輕甚至避免上述的液體分離現(xiàn)象，但過快流入型腔的金屬液會(huì)與型腔內(nèi)壁產(chǎn)生強(qiáng)烈碰撞，可能使型壁破損產(chǎn)生砂眼，同時(shí)也會(huì)增大卷氣的傾向[17]。從圖4中可以看到，空心鋼錠冒口根部下方靠近內(nèi)壁處出現(xiàn)了一定的顯微縮松。隨著澆注速度的增大，Niyama數(shù)值逐漸減小，說明產(chǎn)生顯微縮松的傾向性逐漸增大。三種不同澆注速度下顯微縮松區(qū)域的長度相差不大，均約為688 mm，但區(qū)域?qū)挾扔兴黾樱謩e約為44 mm、46 mm和48 mm.結(jié)合上述兩種判斷可以得到，顯微縮松的程度隨著澆注速度的增大呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)。所以，可以選取較低的澆注速度為25 kg/s.

綜上所述，在對(duì)Mn18Cr18N空心鋼錠進(jìn)行澆注參數(shù)設(shè)計(jì)時(shí)，可以采用“低溫慢注”工藝，即澆注溫度為1 415 ℃，澆注速度為25 kg/s.

2.4.3 合理澆注工藝參數(shù)下的模擬分析

圖5為澆注溫度為1 415 ℃，澆注速度為25 kg/s時(shí)，Mn18Cr18N空心鋼錠固相線、宏觀縮孔縮松和顯微縮松的分布圖。

從圖5(a)可以看出，隨著凝固過程的進(jìn)行，徑向上由內(nèi)外表面向中心逐漸凝固。但由于鋼錠內(nèi)外壁的冷卻條件不同，所以外壁冷卻速率大于內(nèi)壁冷卻速率。軸向上由底部逐漸向頂部移動(dòng)，最終凝固位置位于冒口中，符合順序凝固的特征。

圖5 凝固過程固相線

Fig.5 Fraction solid the solidification process

圖5(b)是凝固冷卻后宏觀縮孔縮松的模擬結(jié)果?？梢钥吹剑撳V錠身中不存在宏觀縮孔縮松缺陷，缺陷集中在冒口中最后凝固的位置，說明冒口的尺寸設(shè)計(jì)和保溫條件均合理，可以在凝固過程中對(duì)鋼錠進(jìn)行有效的補(bǔ)縮。同時(shí)由于外壁冷卻速率大于內(nèi)壁冷卻速率，宏觀縮孔縮松出現(xiàn)在距離內(nèi)壁大約89 mm處。圖5(c)是顯微縮松模擬結(jié)果。可以看到，空心鋼錠凝固后，在冒口根部下方靠近內(nèi)壁出現(xiàn)條狀的顯微縮松區(qū)域，一直延伸至鋼錠下部約1/3處。

在鋼錠的凝固過程中出現(xiàn)宏觀的縮孔縮松缺陷是不可避免的[18]，可以根據(jù)通過設(shè)計(jì)合理的澆注工藝參數(shù)和選擇合適的冒口，將縮孔縮松缺陷完全置于冒口內(nèi)，后期加工時(shí)將冒口切除，保證了鋼錠錠身內(nèi)沒有宏觀的縮孔疏松缺陷。本文采用的護(hù)環(huán)鋼材料Mn18Cr18N奧氏體不銹鋼是一種凝固區(qū)間較大的合金，這類合金在凝固過程中除了會(huì)產(chǎn)生宏觀縮孔外，往往還伴隨著顯微縮松的產(chǎn)生，該種缺陷是不可避免的，不能通過上述方法進(jìn)行消除，但是可以通過后續(xù)的加工工序的壓實(shí)閉合進(jìn)行消除，得到致密的鍛件。

3 結(jié) 論

(1)對(duì)65 t空心鋼錠進(jìn)行模擬研究得出，隨著內(nèi)壁界面換熱系數(shù)的增大，最終凝固位置逐漸靠近鋼錠內(nèi)壁。在內(nèi)壁界面換熱系數(shù)為400 W/m2·K時(shí)，冒口根部處最終凝固線大約在距離內(nèi)壁的35%壁厚處，與實(shí)際生產(chǎn)中鋼錠的最終凝固位置一致。

(2)采用與65 t空心鋼錠相同的邊界條件，對(duì)4.2 t Mn18Cr18N空心鋼錠進(jìn)行模擬研究。結(jié)果表明，隨著澆注溫度升高與澆注速度的增大，空心鋼錠冒口根部下方靠近內(nèi)壁出現(xiàn)條狀顯微縮松區(qū)域，均呈增大趨勢(shì)。所以采用澆注溫度為1 415 ℃，澆注速度為25 kg/s的“低溫慢注”的澆注參數(shù)較為合理。凝固結(jié)束后，空心鋼錠錠身內(nèi)部沒有出現(xiàn)宏觀縮孔縮松，冒口根部下方靠近內(nèi)壁處存在條狀顯微縮松區(qū)域，可通過鍛造工序消除。

[1] TOMLINSON M, TALAMANTES SILVA J, DAVIES P. The development of hollow ingot technology at Sheffield forge masters international Ltd[J]. Materials Shaping Technology, 2007,24：45-48.

[2] YOSHIHARA IIDA. Development of hollow steel ingot for large forgings[J]. Transaction ISIJ,1982,22:333- 341.

[3] 許天華.空心鋼錠的制造技術(shù)[J].一重技術(shù),2004(2):28-31

[4] 張向琨,王本一,劉莊.空心鋼錠技術(shù)文獻(xiàn)綜述[J].大型鑄鍛件,2000,88(2): 44-48.

[5] 李昊. 空心鋼錠凝固過程的溫度場(chǎng)模擬[D]. 沈陽: 沈陽大學(xué), 2015.

[6] 張向琨,石偉,高國峰，等.空心鋼錠凝固過程溫度場(chǎng)模擬與縮孔、疏松預(yù)測(cè)[J].鑄造,2000,49(6):344- 348.

[7] 許曉浩,郝潤元,劉浩.新型冷拔鋼管工藝數(shù)值模擬機(jī)實(shí)驗(yàn)研究[J].太原科技大學(xué)學(xué)報(bào),2015,36(5):353- 356.

[8] 趙長春,趙林,宋雷鈞.大型空心鋼錠的研制[J].大型鑄鍛件,1999,86(4): 17-20.

[9] 郭顯勝,田豐,杜旋，等.空心鋼錠制造技術(shù)發(fā)展現(xiàn)狀[J].大型鑄鍛件, 2015(2): 12-16.

[10] 陳玉明,宋雷鈞,韓學(xué)三.空心鋼錠制造技術(shù)在一重的發(fā)展概況及應(yīng)用前景[J].鑄鍛件,2002,96(2): 42- 44.

[11] 李日,馬軍賢,崔啟玉.ProCAST從入門到精通[M].北京:中國水利水電出版社,2010.

[12] 叢勉,李隆盛.鑄造手冊(cè)[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,1991.

[13] NIYAMA E, UCHIDA T.A method of shrinkage prediction and its application to steel casting practice. AFS Int[J]. Cast Metal,1998,7:52-63.

[14] 崔吉順,李文珍. 鑄件縮孔縮松多種預(yù)測(cè)判據(jù)的應(yīng)用[J]. 清華大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2001,41(8):5-8.

[15] 賈寶仟,柳百成. 基于枝晶間滲流理論的砂型鑄件縮孔縮松判據(jù)N=G/R的討論及應(yīng)用[J]. 熱加工工藝,1996(2):34-36.

[16] 叢勉,李隆盛.鑄造手冊(cè)[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,1991.

[17] 仇春荔,陶盼,廖恒成,等.澆注速度對(duì)鑄件充型過程流場(chǎng)影響的數(shù)值模擬[J].鑄造, 2007,56(11): 1190-1194.

[18] SUN Xiao-xia,MENG Wen-jun.Design Method of a Vertical Screw Conveyor Based on Taylor-couette-Poiseuille stable helical vortex[J].Advances in Mechanical Engineering,2017,9(7):1-11.

SimulationofSolidificationProcessesofHollowIngots

ZHANG Bo1, ZHU Hua, ZHAO Xiao-dong, HE Wen-wu, CHEN Hui-qin

(School of Materials Science and Engineering, Taiyuan University of Science and Technology, Taiyuan 030024, China)

The bottom filling solidification processes of a hollow ingot with 65 t weight was simulated by ProCAST. The interface heat transfer coefficient between the core and the hollow ingot was analyzed to be 400 W/m2·K based on test conditions and result of the final solidification position located at 35% wall thickness far from the core, the solidification processes of a Mn18Cr18N hollow ingot with 4.2 t weight was also simulated using the same ingot cases and gating system under the same boundary conditions. The influence of pouring temperature and pouring velocity on solidification processes has been analyzed. The results indicate that the sequential solidification and the final solidification position located at riser can be obtained at the pouring temperature of 1 415℃ and the pouring velocity of 25 kg/s. The solidification hollow ingot is free from shrinkage cavities. However, some micro-porosities have been observed in the hollow ingot close to internal surfaces under the root of riser.

hollow ingots， numerical simulation， solidification， shrinkage cavities and micro-porosities

1673-2057(2018)01-0035-07

2016-11-13

國家自然基金重點(diǎn)項(xiàng)目(51575372)

張博(1992-)，女，碩士研究生，主要研究方向?yàn)殡y變型合金鍛造理論與技術(shù)。

TG111

A

10.3969/j.issn.1673-2057.2018.01.007