铸嘴结构对3004铝合金铸轧流热场的影响及其优化设计

戴青松，邓运来，胥福顺, 3，张新明



铸嘴结构对3004铝合金铸轧流热场的影响及其优化设计

戴青松1, 2，邓运来1, 2，胥福顺1, 2, 3，张新明1, 2

(1. 中南大学材料科学与工程学院，湖南长沙，410083；2. 中南大学有色金属材料科学与工程教育部重点实验室，湖南长沙，410083；3. 云南铝业股份有限公司，云南昆明，650502)

针对3004铝合金铸轧生产中熔体流动性差、铸嘴布流困难、易造成板面缺陷的现象，采用高温熔体黏度测量仪对3004铝合金熔体黏度进行测量，根据实测物理参数与生产工况，采用COMSOL Multiphysics软件对熔体在2种不同结构铸嘴中的流热场进行有限元模拟分析，根据模拟结果对铸嘴结构进行优化设计与实验检测。研究结果表明：在660~750 ℃范围内其黏度与温度的关系可表达为=10−3×exp(0.059+621.379/)；当铸嘴入口2边的挡块与水平方向成8°倾斜角，挡块与分流块间间距为30 mm时，铸嘴型腔内容易产生涡流，流热场分布不均匀；当铸嘴入口2边挡块水平设置，挡块与分流块间间距为50 mm时，熔体流动平缓，流热场分布较均匀。实验验证了模拟结果的准确性与优化方案的可行性。

3004铝合金；黏度；铸嘴；有限元模拟；流热场

在铝合金铸轧生产中，铸嘴是输送铝液的关键部分，铸嘴结构将直接影响熔体能否均匀、稳定的从铸嘴型腔进入铸轧区，进而影响板材质量，因此，铸嘴的结构设计受到广泛关注[1]。由于铸嘴型腔内铝熔体温度高达670~690 ℃，直接观测型腔内熔体的流热场情况变得很困难甚至不可能，因此，有限元数值模拟广泛用于铸轧生产中熔体的流热场分析[2−9]，国内外学者通过对铸嘴型腔内熔体的数值模拟总结了许多流热场规律，并为实际生产中铸嘴结构的设计与优化提供了参考依据[6−9]。但以往学者进行有限元模拟分析时，在铝合金熔体物性参数的选取上主要集中在1系铝合金，很少有人对3004这类熔体流动性较差的铝合金进行研究。3004铝合金属Al-Mn系，具有强度中等、塑性良好的特点，是生产易拉罐的主要原材料[10]。目前绝大部分的易拉罐带坯原材料采用热轧法生产，若采用铸轧法，其成本可以显著降低，因此，铸轧生产3004铝合金带坯将成为一种趋势[11]。但3004铝合金熔体流动性差，铸轧生产时布流困难，容易产生板面缺陷，对铸嘴结构要求较高。为此，本文作者以宽×厚为1 080.0 mm×6.8 mm、出板速度为0.9 m/min的3004铸轧生产线作为研究对象，对3004铝合金进行高温熔体黏度测试。根据实测物性参数与生产工况，使用Comsol Multiphysics 软件对铸轧流热场进行三维有限元模拟，分析2种不同铸嘴结构对其型腔内熔体流热场的影响，根据分析结果对铸嘴结构进行优化，并进行实验检验。

1 实验

1.1 物性参数

研究的3004铝合金化学成分质量分数如表1所示。

表1 实验所用3004铝合金化学成分(质量分数)

为准确分析3004铝合金熔体在铸嘴型腔中的流动情况，采用回转振动式高温熔体黏度测量仪对其熔体黏度进行测量。实验前，先在常温下用水对仪器进行校核，保证测量误差在−3%~3%之间，校核后在660~750 ℃范围内对熔体黏度进行测量，并采用Arrhenius公式对测量结果进行拟合[12]。其结果如图1所示。

图1 3004铝合金熔体黏度随温度的变化关系及Arrhenius公式拟合曲线

从测量结果可知：熔体黏度随着温度的降低而增大，在所测温度范围内黏度变化区间为2.428~2.717 mPa·s，拟合后黏度与温度的关系式为

铸嘴型腔中铝熔体的温度范围在670~690 ℃，熔体密度、比热容、导热系数等物性参数变化很小，可将其看成常数。因此，模拟分析时所需要的主要熔体物性参数可设置为[8−9]：密度=2.390 t/m3；比定压热容c=1 080 J/(kg·℃)；导热系数=103 W/(m·℃)；熔体动力黏度随温度变化的关系式为=10−3×exp(0.059+621.379/)。

1.2 铸嘴结构与工况

3004铝合金板在铸轧生产时因其熔体流动性差易导致边部流量不足，需要对铸嘴结构进行调整以使其内部熔体分布合理。生产中常采用以下2种调整方案：1) 将铸嘴前挡块设置一定倾斜角，使熔体易于流到边部，同时在正中间多设置一分流块以减小中间速度，其结构如图2(a)所示；2) 增大分流块与挡块之间的间距，同时调整分流块与分流块间的间距，使型腔中布流合理，其结构如图2(b)所示。将上述2种铸嘴分别记为铸嘴A和铸嘴B，对其进行研究。

(a) 铸嘴A；(b) 铸嘴B

在实际生产中，铸轧板出板速度为0.9 m/min，铸嘴入口温度为(692±3) ℃，故将入口速度设置为 0.071 3 m/s，入口温度设置为692 ℃。

2 有限元模型的建立

2.1 几何模型

根据图2所示的铸嘴结构图建立三维有限元几何模型。

2.2 数学模型

流体流动状态可分为层流、湍流和过渡流，常根据雷诺数来判断流动状态[13]。雷诺方程为

通过上述分析可以确定有限元模拟时的主要数学方程[7−9, 13−15]。

2.2.1 连续方程

式中：，和分别为，和方向的速度。

2.2.2 动量方程

(5)

动量方程中参数C1=1.5；C2=1.9；C=0.09；σ=1.4；σ=1.4。

2.2.3 能量方程

考虑铸嘴型腔中流体为不可压缩性，又无内热源，忽略耗散函数，且其热物性，c和为常数，则在直角坐标中为

2.3 边界条件

2.3.1 流场边界条件

入口处熔体的轧向速度明显大于其他2个方向的速度，并且存在数量级的差别，故入口边界只设置轧向速度；出口处设置为自由流动边界；其他面进行壁面设置。

入口边界：=0 m/s，=0.071 3 m/s，=0 m/s；

壁边界：wallwallwall0，。

2.3.2 热场边界条件

高温熔体在铸嘴型腔中的热损失大部分是从壁面传走，其壁面传热率[15]为

式中：为壁面传热率(W/m2)；为对流传热系数(W/(m2·℃))；型腔宽向截面熔体的平均温度(℃)；为铸嘴表面温度(℃)。

铸嘴入出口温差为15~20 ℃，铸嘴上下表面有铁板压盖，铁板温度在250~270 ℃之间，结合各物理参数可计算铸嘴与熔体各接触面的壁面传热率。2种铸嘴上下板面传热率(W/m2)相同，可以表达为

铸嘴A的侧面传热率为

铸嘴B的侧面传热率为

3 模拟结果分析

以往的研究表明铸嘴出口面中线及铸嘴中心平面处熔体的流热场最能反映整个模型的流热场情况[8−9]。故本文以铸嘴出口面中线(=350 mm，=0 mm)及铸嘴中心平面(=0 mm)处的熔体为研究对象，对2种铸嘴型腔中熔体的流热场模拟结果进行对比分析。

3.1 流场分析

图3所示为铸嘴A和B出口中线处熔体的轧向速度对比图。铸嘴A出口面中线速度中间大，两边小，正中间存在速度低谷，速度范围为0.024 5~0.027 8 m/s。铸嘴A前部挡块存在倾斜角有利于熔体流向边部，但分流块与前挡块之间的通道间距小，这可能会导致边部流量少，因此，中间速度大，边部速度小，而中间多设置的分流块又使正中位置产生速度低谷。铸嘴B出口面中线处速度整体平缓，这可能是分流块与前挡块的间距较大，同时分流块与分流块之间间距较合理，使得流体整体分布较均匀。

1—铸嘴A；2—铸嘴B

图4所示为2种铸嘴中心平面处熔体的速度矢量图。从图4(a)可见：铸嘴A因前部挡块存在倾斜，熔体流过分流块间的间隙后宽向速度较大，最边部分流块尾部的熔体因宽向速度大产生回流，回流的熔体跟边部熔体汇合形成涡流。生产中涡流的存在可能会产生气泡进而在后续铸轧中导致板坯产生松孔，同时涡流的存在有可能使边部熔体流动不稳定，边部熔体流动不稳定使得铸轧过程中边部压下量不稳定，进而导致裂边。从图4(b)可以看出：B铸嘴中熔体流动整体平缓，分流块尾部因熔体汇聚产生微小紊乱，最边部的分流块尾部有出现涡流的趋势，但接近出口时，熔体已沿轧向平稳流动。

(a) 铸嘴A；(b) 铸嘴B

3.2 热场分析

图5所示为铸嘴A和B出口面中线处熔体的温度对比结果。从图5可知：铸嘴A出口中线处熔体温度中间高两边低，正中间存在温度低谷，出口面中线处熔体的温差为13 ℃，入口与出口温差范围为7.5~20.5 ℃。边部温度低于中部，这可能是因为边部存在侧面传热，同时边部流量少于中部流量。而正中位置出现温度低谷的原因可能是正中间多设计的分流块减少了中间的流量，同时存在分流块壁传热。铸嘴B出口面中线温度中间高两边低，出口中线整体温差为8 ℃，入口与出口温差范围为10.5~18.5 ℃，每个分流块尾部位置都对应着1个温度极小值。

1—铸嘴A；2—铸嘴B

图6所示为铸嘴A与铸嘴B中心平面处熔体的温度云纹图。从图6可见：铸嘴中心平面各处熔体的温度分布情况。2铸嘴在最边部分流块尾部都存在温度低谷，考虑到铸嘴A边部的流速低于中部，而铸嘴B相对较均匀，在流场与热场的综合作用，铸嘴A可能更容易使板坯产生板面缺陷。

(a) 铸嘴A；(b) 铸嘴B

4 铸嘴结构优化及实验验证

熔体从铸嘴流出后有自相平衡的流动过程，熔体速度大的区域会往速度小的区域流动，熔体温度高的区域会向温度低的区域传热，铸嘴出口处熔体的速度与温度在一定范围内波动时不会对板材质量造成很大影响。但熔体从铸嘴流出后在极短的时间内要完成冷却、凝固、轧制，自相平衡流动无法充分进行，速度与温度的波动范围过大必将影响板材质量。从上述对铸嘴A和B型腔中熔体流热场的有限元模拟分析结果可以发现：对于铸嘴A，边部速度与温度都比中间的低，且型腔内容易产生涡流，若增大挡块与分流块之间的通道距离有可能增大边部流量与流速，但可能会引起更大的宽向速度，造成更大的涡流。对于铸嘴B，在分流块尾部出现微小紊乱，最边部分流块尾部位置有产生涡流的趋势，但接近出口时其流动比较稳定，无论流场还是温度场都比铸嘴A稳定。为此，以铸嘴B为基础，对分流块间距进行调整优化，以使熔体流动更平稳。优化后的铸嘴(铸嘴C)结构如图7所示。

单位：mm

4.1 优化铸嘴模拟分析

对铸嘴C型腔中熔体的流热场进行模拟分析，其中心平面速度矢量图跟温度云纹图如图8所示。从图8可以看出：熔体流动平稳，分流块尾部没有出现涡流的迹象，温度云纹图(图8(b))与铸嘴B的变化不大，出口处温差有减小的趋势。

(a) 速度矢量图；(b) 温度云纹图

4.2 实验验证

图9所示为在宽×厚为1 080.0 mm×6.8 mm、出板速度为0.9 m/min的3004铸轧生产线上实验生产的板材。其中，图9(a)所示为使用铸嘴A实验生产的铸轧板坯，在距边部150~180 mm处出现疏松条纹，同时板坯还存在裂边现象。疏松条纹的位置与模拟分析中熔体产生涡流的位置相对应，由此也说明模拟分析的准确性。铸嘴A的结构容易导致熔体在最边部分流块尾部产生涡流，涡流将引起气泡产生，气泡在铸轧生产中来不及冒出而一直留在熔体中，后续轧成的板坯便产生了疏松条纹；同时，涡流的存在将会导致铸嘴边部熔体速度不稳定，容易出现波动，使得铸轧过程中边部压下量不稳定，从而产生边部裂纹。图9(b)所示为采用铸嘴C实验生产出的板材，铸嘴C因流热场相对较稳定，生产的板坯质量良好，满足生产要求。

(a) 铸嘴A；(b) 铸嘴C

5 结论

1) 3004铝合金熔体黏度与温度的关系在660~750 ℃范围内可以表达为=10−3×exp(0.059+ 621.379/)。

2) 当铸嘴入口两端的挡块存在倾斜时，熔体在铸嘴型腔内容易产生涡流，涡流处往往容易形成气泡，进而导致铸轧板对应位置产生疏松条纹。涡流的存在还容易导致铸嘴边部熔体流动不稳定，使得铸轧时边部压下量不一致，使铸轧板产生裂边现象。

3) 将铸嘴入口两端的挡块进行水平设置，挡块与分流块之间的间距设置为50 mm，各分流块之间的间距从中间往两边分别设置为12，21和35 mm，实验生产出的板坯质量良好，能够满足生产要求。

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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

国家重点基础研究发展计划(973计划)项目(2010CB721700，2012CB619500) (Projects(2010CB721700, 2012CB619500) supported by Major State Basic Research Development Program of China)

胥福顺，高级工程师，从事有色金属材料加工工程研究；E-mail: xuda215@163.com

(编辑 罗金花)