方圆坯六流中间包控流装置的数值模拟与现场试验

基于数值模拟方法,对方圆坯弧形六流中间包在采用不同控流装置下进行模拟研究。数值模拟结果表明安装有导流孔"V"型挡墙+湍流器+挡坝控流装置的中间包更能有效地减少作用于弧形壁面的切应力、优化中间包流场、均匀温度分布、促使夹杂物去除。现场应用结果表明,采用所推荐控流装置的中间包,其相邻流温度均匀,温差均小于5 K,且最大平均温差仅为2.7 K;37Mn2平均总氧量T[O]为17×10-6;铸坯中氧化物夹杂物控制在50μm以下。     

超音雾化中喷嘴结构对气体流场与雾化性能的影响

雾化喷嘴是喷射成形技术的关键部件,为验证喷嘴结构对雾化性能的影响,采用计算流体动力学方法研究不同Laval喷管喉口结构、导流管锥顶角和突出长度对喷射气体流场及导流管顶端静压强(ΔP)的影响规律。结果表明在设计紧耦合Laval喷嘴中:圆角过渡式喉口形状比尖角及柱体过渡更利于获得高速气流;较小的锥顶角可以减小导流管出口静压值,但速度衰减较大;导流管突出长度在7~8 mm时可以获得较好的气动效果。最后选定圆角过渡Laval形出气口形状,导流管锥顶角β=45°以及突出长度h=8 mm加工雾化喷嘴并进行雾化实验,在雾化压强0.8 MPa时7055合金粉末以球状或类球状形态存在,质量中径为42.3μm。     

铝合金大铸锭超声半连铸多场耦合的数值模拟与实验研究

建立了超声场下直径630 mm的铝合金大铸锭热顶半连铸过程中多场耦合的数学模型,采用有限体积法及自定义函数获得超声作用下结晶器内声场、流场和温度场的分布,并进行工业化实验研究.综合工业实验和仿真结果分析超声对热顶半连铸铝合金大铸锭细晶的机理.模拟结果表明,超声波对宏观物理场的影响非常明显,施加超声后,辐射杆端面下方形成向上的回流区,强烈的紊流促进铝熔体的传质传热,减小液穴深度,使液穴更加平缓,同时初始凝壳点下移,过渡带变窄,铸锭中心处过渡带宽度从342 mm减小到120 mm左右.分析实验结果发现,经超声处理,铸锭组织普遍变得细小、均匀,平均晶粒尺寸减小103μm,最大最小晶粒尺寸差从135μm减小到64μm,且凝固组织晶界变细.      

轴向流吸附器内部流场特性

以轴向流吸附器内部流场为研究对象,采用CFD软件对其内部气体流动特性进行数值模拟.比较轴向流吸附器内无气体分布器、仅加装单一多孔板气体分布器、加装多孔板气体分布器与单级挡板相结合等3种方式对吸附器内部流场均匀分布的影响.未加装气体分布器的轴向流吸附器内部气流分布严重不均;仅加装单一多孔板气体分布器的轴向流吸附器内部流场的气体流动稍有改善,但气流分布仍不均匀;加装多孔板气体分布器与单级挡板相结合的方式,吸附器内部流场的气体流动得到明显改善.多孔板气体分布器与单级挡板组合使用时,保持气体分布器开孔率不变,开孔孔径为0.003 m时气流分布最为均匀,效果最好;保持开孔孔径不变,气体分布器的开孔率为0.388时气流分布最为均匀.      

超细晶铜带材的制备及其力学性能研究

采用常规的四辊冷轧设备对厚度为2．5mm的紫铜板经大变形多道次冷轧，最终轧成厚度为20μm的超细晶薄带材，并对其组织结构、抗拉强度和硬度等进行了检测分析．实验结果表明：铜材的晶粒尺寸由原始材料的30μm减小到250nm；与组织转变相对应，其抗拉强度和显微硬度随着变形量的增大而增加，最终抗拉强度比原始材料提高了约130MPa，显微硬度值提高了约30．     

超细晶铜带材的组织及力学性能研究

采用常规的四辊冷轧设备对厚度为2.5mm的紫铜板经大变形多道次冷轧,最终轧成厚度为20μm的超细晶薄带材,在轧制过程中每隔5～8道次取样一次,检测分析紫铜在冷变形过程中组织结构和力学性能(抗拉强度、显微硬度)变化。结果表明:铜材的晶粒尺寸由原始材料的30μm减小到250nm;其强度和硬度随着变形量的增大而增加,最终强度比原始材料提高了约130MPa,显微硬度值提高了约30。     

双辊铸轧热变形及热应力的数值模拟

结晶辊内部结构非常复杂,受热发生变形后,辊表面形状变得不规则,因此研究结晶辊温度场、热应力及热变形,掌握其分布规律,对于控制结晶辊的变形,得到均匀的铸带具有重要意义.以结晶辊为主要研究对象,采用热结构直接耦合方法计算结晶辊的温度场、热应力和热变形,为结晶辊的设计提供参考.结果表明,选用Be-Co-Cu作为结晶辊材质,辊转动30 s后,辊外表面温度和最大等效应力保持稳定,最高和最低温度分别为198和449℃,最大等效应力为1041 MPa;转动300 s后,辊内部温度及变形达到稳定状态,辊外表面径向位移都在0.4～0.5mm之间.通过对比Be-Co-Cu材质和钢材质的温度和最大等效应力,得出Be-Co-Cu材质更适合于制造双辊的结论.     

中间包导流挡板设计与冶金效果

为了提高6流方坯中间包冶金效果,通过中间包水力学模拟试验,研究了导流挡板中导流孔参数对中间包流场特征的影响,并对其进行极差分析,最终确定了导流挡板各参数影响中间包流场特征的主次顺序为:导流孔孔径＞倾角＞高度.并以此为指导思想,结合CFD数值仿真对导流挡板进行设计.设计方案为:3个导流孔直径分别为93、72、36 mm,位置分别为(220mm,140m m)、(350mm,280m m)、(700 mm,300mm),倾斜角度分别为(21°,15°)、(8°,23°)、(10°,28°).工业试验表明,设置该导流挡板装置可以有效改善钢液流动特性,提高中间包冶金效果.     

矿浆电解槽内固液搅拌对隔膜变形的影响

矿浆电解作为一种短流程湿法冶金工艺,隔膜袋在搅拌桨搅动及矿石的磨损下会产生变形,甚至出现破裂,严重制约了生产效率.针对该问题,基于单向流固耦合原理,采用计算流体力学与固体有限元相结合的方法对矿浆电解搅拌槽内隔膜变形规律进行了全三维解析.研究发现隔膜袋两侧压差是导致变形的根本原因,最大变形量出现在垂直高度y=1.2 m位置处,且搅拌转速越大,隔膜变形所需的最佳液位差越小.当阴极区压力不足时,隔膜袋向内挤压变形;压力增加后,则向两侧鼓包.隔膜最大变形量随流体域固体体积含量（SL）的增加先减小后增加,在SL=15%时,隔膜变形达到最小值226.7 mm;越靠近槽下部,SL对绝对压力的影响越大.添加框架约束后,隔膜最大变形量减小到0.664 mm.通过可视化的解析,可以为矿浆电解工业控制提供参照.     

波折变形对烧结不锈钢纤维毡过滤性能的影响

不锈钢纤维毡在使用时经常加工成波纹管.纤维毡波折变形后在波峰和波谷的地方其内部的孔径、形状和大小会发生变化,本文主要研究纤维毡波折变形后过滤性能的变化.用SEM对波折变形样品进行结构分析,用BMP-93A型过滤器渗透性试验仪检测样品的最大孔径和渗透性能.从研究中发现外侧纤网被拉伸引起孔径扩大;内侧纤网部分凸起弯曲也使孔径扩大,部分纤网被挤压在一起使孔径缩小.对过滤精度大于10μm的样品,波折变形后孔径和流量普遍扩大.孔径随着波折夹角的减小而增大.流量随着波折夹角的减小而增大,且压差越大,增量变化越大.     

单流板坯连铸中间包流场的物理模拟

通过对不锈钢连铸矩形连铸中间包水模型试验,分析其结构的合理性,针对流场存在的问题,就影响流场的因素,采用正交试验的方法对中间包内部控流元件进行优化验证。结果表明,下挡墙开口大小是影响流场的最关键因素。保持中间包液面稳定,在水口插入深度180 mm,拉速1.2 m/m in的情况下,综合考虑RTD曲线与流场显示,最佳的方案为上挡墙位置375 mm、上挡墙高208 mm、上下挡墙之间距离575 mm、下挡墙高100 mm、下挡墙开口0 mm。与原型中间包对比,能够很大程度地优化中间包流场,延长平均停留时间,减小死区比例,改善短路流现象,有效地均匀钢液和促进夹杂物聚集上浮。工业试验结果表明,采用优化挡墙组合控流中间包,能够较大程度提高铸坯纯净度,降低冷轧板废品率。     

超音速微粒轰击表面纳米强化多通道喷嘴气固双相流的数值模拟

采用气固双相流模型（离散相模型）研究了超音速微粒轰击表面纳米强化多通道耦合喷嘴的流场,通过计算,分析了气固两相速度场以及固体颗粒在气体流场中的轨迹。模拟结果发现,气体—颗粒双相射流中,气固两相射流速度均可以达到超音速,而且颗粒相的分散度小于气体,粒径小于5μm的颗粒相其分散度随颗粒粒径增大而减小,大于5μm的颗粒相其射流分散度基本稳定,颗粒相粒子集中在各通道射流中心线附近。最佳表面纳米强化处理距离在120 mm附近。模拟结果有助于设计面向大规模表面纳米强化处理应用的多通道耦合喷嘴。     

烧结烟气SCR脱硝反应器流场模拟与设计优化

选择性催化还原法（SCR）被认为是最适宜用作脱除烧结烟气氮氧化物的方法,而反应器内烟气速度分布的均匀性是决定系统脱硝效率及氨逃逸率的重要因素。为了研究导流板、整流器等内构件对反应器内流场的影响,采用数值模拟的方法对流场进行计算,得到并对比了空塔及设置不同内构件时反应器内速度云图。结果表明,在烟道弯头加入导流弧形板与直板组合以及在反应器本体加入整流器,可以有效改善流场均布性,对脱硝反应产生积极影响。     

底卸式环冷机热机耦合变形有限元分析

炼铁过程中,烧结矿的冷却及余热回收工艺主要依靠环冷机实现。烧结矿初入环冷机时温度可达520 ℃,经环冷机回转1周冷却后,温度降低至120 ℃以下。明显的温度梯度导致环冷机的不均匀热变形,严重时会引起运行失稳、卡轨等问题。因此,对常见的底卸式环冷机作业过程中的温度场及热机耦合变形的分析具有重要的工程意义。首先采用流场分析软件,对环冷机内烧结矿的冷却过程进行分析,将烧结矿温度场施加于环冷机有限元模型中,计算环冷机整体结构的温度场和热机耦合变形。为了验证有限元分析结果,对现场运行的环冷机表面温度场进行了实时测量,测量结果表明有限元的温度场分析结果较为准确。数值仿真结果表明,底卸式环冷机的整体温度较高,隔温效果差。由于鼓风冷却作用,温度自上至下呈递减趋势,同一高度上的局部区域内温度变化不大。环冷机热机耦合变形明显,最大变形发生于高温区的内圈侧轨处,总位移达到91 mm,水平位移达22 mm。底卸式环冷机的工作温度高,热变形明显,需要进行进一步的优化改进,实施更新换代。     

底卸式环冷机热机耦合变形有限元分析

炼铁过程中,烧结矿的冷却及余热回收工艺主要依靠环冷机实现。烧结矿初入环冷机时温度可达520 ℃,经环冷机回转1周冷却后,温度降低至120 ℃以下。明显的温度梯度导致环冷机的不均匀热变形,严重时会引起运行失稳、卡轨等问题。因此,对常见的底卸式环冷机作业过程中的温度场及热机耦合变形的分析具有重要的工程意义。首先采用流场分析软件,对环冷机内烧结矿的冷却过程进行分析,将烧结矿温度场施加于环冷机有限元模型中,计算环冷机整体结构的温度场和热机耦合变形。为了验证有限元分析结果,对现场运行的环冷机表面温度场进行了实时测量,测量结果表明有限元的温度场分析结果较为准确。数值仿真结果表明,底卸式环冷机的整体温度较高,隔温效果差。由于鼓风冷却作用,温度自上至下呈递减趋势,同一高度上的局部区域内温度变化不大。环冷机热机耦合变形明显,最大变形发生于高温区的内圈侧轨处,总位移达到91 mm,水平位移达22 mm。底卸式环冷机的工作温度高,热变形明显,需要进行进一步的优化改进,实施更新换代。     

薄板切割方式对激光焊接质量的影响

采用剪切、激光切割加工1.8mm的DC04汽车板,比较不同切割方式下断裂面的质量,并分析其对激光焊接质量的影响。结果表明,剪切和激光切割断裂面下半部分都有喇叭口式变形,最大变形量为150μm;剪切使钢板上表面产生明显塑性变形,最大变形量为250μm;剪切断裂面下半部分撕裂不均匀,导致焊缝局部填充不足而略有凹陷;激光切割的热影响区导致焊接后焊缝更宽;2种切割方式对焊缝力学性能、焊缝组织没有明显不同的影响。     

30CrMo钢大直径厚壁压力气瓶淬火过程数值模拟

 采用有限元数值模拟技术,建立了30CrMo钢大直径厚壁压力气瓶在淬火过程中内部温度场、组织相变场和应力应变场相互耦合的数学模型,给出了气瓶在槽内浸水与内表面径向间歇喷雾外表面连续喷水2种淬火工艺下的温度、组织及应力的分布与演化规律。数值模拟研究结果表明,在槽内浸水淬火冷却过程中,气瓶瓶体内外表面温度差异较大,存在较大温度梯度,气瓶在淬火过程中的应力峰值较大,容易引起气瓶发生较大变形,且瓶体不能完全淬透,马氏体转变量较少;气瓶内表面径向间歇喷雾外表面连续喷水淬火工艺可使气瓶的内外表面冷却强度更加合理,进而降低其内外表面的温度梯度,减小其淬火应力峰值,消除其淬火变形,改善其组织分布,从而保证瓶体组织和硬度的均匀性。     

印刷工艺制备毛细芯的孔隙结构与性能

以平均粒径为55～112μm的电解树枝状铜粉为原料、用尿素作为造孔剂,添加有机成分黏结剂、溶剂等有机物制备成浆料,采用印刷工艺制备毛细芯生坯,然后脱脂烧结制备厚度为(0.2±0.02) mm的毛细芯,研究铜粉粒径、尿素的加入和浆料有机成分对毛细芯孔隙结构和毛细性能的影响。结果表明,造孔剂尿素的加入可提高毛细芯结构的孔隙率、平均孔径和渗透率,降低毛细力和分形维数。随铜粉粒径从112μm减小到55μm,毛细芯的孔隙率、平均孔径、孔隙的平均面积和平均周长、分形维数等孔结构参数、以及毛细芯的渗透率和毛细特性参数均下降,分形维数由1.39下降至1.20,但毛细力上升。分形维数与渗透率相关,随渗透率下降,分形维数逐渐减小;毛细特性参数与渗透率成正比,与毛细力成反比。用112μm铜粉制备的毛细芯性能最优,其渗透率(K)为2.02×10^-10 m²,毛细力(ΔP_c)为1.29 kPa,毛细特性参数(ΔP_c·K)达到2.61×10^-7 N。     

喷嘴出口与基板间距离对冷喷涂超音速流场的影响

采用计算流体力学（CFD）模拟研究了冷气动力喷涂技术中喷嘴出口与基板距离（SoD）对超音速流场（包括气体流场和粒子流流场）的影响,通过计算流场的分布特性,分析了流场中速度、温度、压力和密度的变化规律。模拟结果发现,由于基体前激波的存在,极大影响了气体和粒子流流场。气流形成连续交替的膨胀波、压缩波波系,在马赫盘处气体速度达到超声速,越过马赫盘以后速度下降很大。SoD为40 mm时,1μm粒子流流场达到最优;SoD为50 mm时,5μm和22μm粒子流流场达到最优,此时粒子流对基体的轰击速度最大。     

耦合压力-气体雾化工艺制备微细球形铝合金粉末

介绍了一种耦合压力-气体雾化金属粉末制备工艺。在该工艺中,熔体在正压驱动下可以通过出口孔径较小的导流嘴,形成低维度的熔体射流,提高了粉末的细粉收得率。采用该工艺制备了AlSi10Mg合金粉末,雾化气压(2.0±0.3) MPa,在熔体上方施加正压(0.3±0.05)×10~5 Pa,选取导流嘴出口孔径2 mm,粒径53μm以下粉末的收得率达到40%;与市场上现有的国产及进口AlSi10Mg合金粉末相比,该工艺制备的粉末球形度较高,表面光滑,卫星粉较少;以该工艺生产的AlSi10Mg合金粉末为原料,制备的选取激光熔化成型件的室温拉伸性能优于进口粉末。该工艺能够解决高粘性熔体导流时可能发生的导流嘴堵塞问题。采用该工艺制备了含硅量18%～20%(质量分数)、含铁量5%～6%的改进2009铝合金粉末,在熔体上方施加正压驱动(0.4±0.05)×10~5 Pa,高粘性的铝合金熔体在熔化温度850℃时可以顺利通过出口孔径为4～2 mm的导流嘴;采用雾化气压(2.0±0.3) MPa,随着导流嘴出口孔径的减小,粉末的收得率(100μm以下)增加,粒度分布变窄,体积中值粒径降低;选取导流嘴出口孔径2 mm,粉末的收得率(100μm以下)达到80%,体积中值粒径(d_(50,3))约为55μm。