【摘要】：以二輥鐖160mm×150mm立式鋁帶實驗鑄軋機為對象,基于MSC.Marc商用有限元軟件及其二次開發(fā)接口,引入純鋁固-液兩相材料本構(gòu)模型和界面壓力熱阻數(shù)學(xué)模型,建立了雙輥鑄軋過程熱-力耦合非線性有限元模型。采用生死單元法模擬鋁液的連續(xù)澆入,解決了輥套和鑄軋區(qū)鋁帶材間的連續(xù)耦合傳熱問題。通過數(shù)值模擬,給出了鑄軋速度、澆鑄溫度、熔池高度等因素對KISS點位置和輥面溫度時間歷程的影響規(guī)律,并對典型工況溫度模擬結(jié)果進行了實驗驗證。
【圖文】：

。為便于有限元建模，進行如下假設(shè)：①鑄軋輥為剛性輥，鋁液入口速度和溫度恒定，，帶坯與輥面不發(fā)生相對滑動；②鑄軋區(qū)內(nèi)熔體、鑄坯與鑄軋輥沿寬度方向傳熱均勻，軋制力軸向分布均勻，鑄軋成形過程簡化為平面應(yīng)變問題；③輥套與輥內(nèi)冷卻水對流換熱系數(shù)為定值；④鑄軋輥與熔體間的換熱系數(shù)取常數(shù)，輥面與帶坯間的換熱系數(shù)與接觸壓力、溫度有關(guān)。為減小計算規(guī)模，根據(jù)傳熱和變形的對稱性，取二分之一結(jié)構(gòu)進行建模，在ＭＳＣ．Ｍａｒｃ軟件平臺上建立純鋁雙輥鑄軋過程熱－力耦合仿真模型，如圖２所示。以鑄軋厚度為３ｍｍ的鋁帶產(chǎn)品為例進行建模分析，輥套厚３０ｍｍ，取鑄軋區(qū)出口中心為坐標原點ｏ，高度方向為ｙ軸，輥面Ａ點（圖２）為驗證實驗溫度檢測點。圖２中，ｙａ為溶１．壓下裝置２．平衡彈簧３．鑄軋輥４．鑄軋帶材５．澆鑄系統(tǒng)６．鑄軋輥７．振動機構(gòu)圖１二輥鑄軋機結(jié)構(gòu)簡圖池液面高度，ｙｋ為單元“殺死”的臨界坐標，ｈ２為輥套和冷卻水之間的對流換熱系數(shù)。圖２鑄軋過程熱－力耦合模型１．２傳熱邊界條件（１）鑄軋帶坯與輥套之間接觸換熱邊界表達為ｑｆ＝ｈ１（ｔＺＰ－ｔＧＴＷ）（１）其中，ｑｆ為軋輥與帶坯間的熱流密度；ｔＺＰ、ｔＧＴＷ分別為帶坯表面溫度和輥套表面溫度；ｈ１為帶坯與輥套之間的接觸換熱系數(shù)，與界面接觸壓力有關(guān)，文獻［１４］通過界面熱阻測試實驗，給出了其回歸公式：ｈ１Ｒａｋｍ＝２．３５×１０－３（ｐＨ）０．９３＋１．２９×１０－３（２）式中，Ｒａ為均方根表面粗糙度

動，鑄軋區(qū)內(nèi)金屬網(wǎng)格會將“死單元”帶入鑄軋區(qū)，當(dāng)其節(jié)點坐標ｙ小于ｙａ時，通過子程序?qū)⑿逻M入鑄軋區(qū)的“死單元”重新“激活”。同樣，為避免鑄軋出口鋁帶長度過大而導(dǎo)致模型網(wǎng)格數(shù)量過多，在出口方向以ｙｋ作為單元“殺死”的臨界坐標，單元節(jié)點坐標ｙ小于ｙｋ時將被“殺死”。因此，整個模擬過程中僅節(jié)點坐標在ｙｋ和ｙａ之間的單元保持“激活”狀態(tài)，參與模型求解的單元數(shù)量大大減少，解決了連續(xù)澆鑄模擬和快速仿真問題。２模擬結(jié)果分析２．１鋁帶單元“激活”與“殺死”處理圖３是鑄軋速度為２．４ｍ／ｍｉｎ時，完成第一圈軋制后的輥面溫度變化云圖。從圖３中可以看出，金屬熔體入口液面始終保持不變，當(dāng)鑄軋出口帶坯延伸至ｙｋ點后，單元即被“殺死”。在有限元法中，對于被“殺死”的單元只是將其單元剛度矩陣乘上一個較小的參數(shù)（如１．０×１０－６），并非將其從實際模型中刪除。由于被“殺死”單元的單元載荷、質(zhì)量和熱邊界條件等其他同類參數(shù)均為０，故可大大提高模型求解效率。鋁液入口單元溫度初值則可在模型中設(shè)置，不受單元生死操作的影響。（ａ）時間τ＝０（ｂ）時間τ＝４ｓ（ｃ）時間τ＝１２ｓ（ｄ）時間τ＝１８ｓ圖３鑄軋過程輥面溫度分布變化模擬獲得了鑄軋區(qū)穩(wěn)態(tài)溫度場（圖４ａ）和帶坯等效應(yīng)力分布（圖４ｂ），從圖４中可以看出鑄軋區(qū)內(nèi)液相區(qū)、固－液兩相區(qū)、固相區(qū)和ＫＩＳＳ點高度，以及鋁帶等效應(yīng)力分布。結(jié)合鑄軋輥與鋁帶間接觸壓力模擬結(jié)果（圖５）和式（２），可計算出鑄軋區(qū)內(nèi)鋁帶和鑄軋輥間的接觸換熱系數(shù)分布曲線（圖５），接觸壓力從入口到出口先增大后減小

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