关 键 词：

8张CAD高清图纸及说明书 液态 金属 冷却器 设计 CAD 图纸 说明书

资源描述：

【温馨提示】====【1】设计包含CAD图纸 和 DOC文档，均可以在线预览，所见即所得，，dwg后缀的文件为CAD图，超高清，可编辑，无任何水印，，充值下载得到【资源目录】里展示的所有文件======【2】若题目上备注三维，则表示文件里包含三维源文件，由于三维组成零件数量较多，为保证预览的简洁性，店家将三维文件夹进行了打包。三维预览图，均为店主电脑打开软件进行截图的，保证能够打开，下载后解压即可。======【3】特价促销，，拼团购买，，均有不同程度的打折优惠，，详情可咨询QQ：1304139763 或者 414951605======

内容简介：

摘要设计了一种新型的液态金属冷却定向凝固设备，可以实现高温合金的熔炼、高速凝固(HRS)和液态金属冷却(LMC)定向凝固工艺。并对设备的炉体结构、抽拉系统、加热系统，液态金属冷却系统。关键词：液态金属冷却；定向凝同；温度梯度ABSTRACTThis paper presents a new type of directionaI solidification equipment，which can implement superalloy smeltinghigh rate solidification(HRS)and Liquid etaI cooling(LMC) directionaI solidification processMoreover，the furnace structure。withdrawing systems，mould heating systems，liquid metaI cooling system and baffle of this equipmentKey words：liquid metal cooling；directionaI solidification；temperature gradient第一章 引言1.1 结晶器简介结晶器是用于结晶操作的设备。结晶器的类型很多，按溶液获得过饱和状态的方法可分蒸发结晶器和冷却结晶器；按流动方式可分母液循环结晶器和晶浆（即母液和晶体的混合物）循环结晶器；按操作方式可分连续结晶器和间歇结晶器。一种槽形容器，器壁设有夹套或器内装有蛇管，用以加热或冷却槽内溶液。结晶槽可用作蒸发结晶器或冷却结晶器。为提高晶体生产强度，可在槽内增设搅拌器。结晶槽可用于连续操作或间歇操作。间歇操作得到的晶体较大，但晶体易连成晶簇，夹带母液，影响产品纯度。这种结晶器结构简单，生产强度较低，适用于小批量产品（如化学试剂和生化试剂等）的生产。强制循环蒸发结晶器一种晶浆循环式连续结晶器（图1）。操作时,料液自循环管下部加入，与离开结晶室底部的晶浆混合后，由泵送往加热室。晶浆在加热室内升温（通常为26），但不发生蒸发。热晶浆进入结晶室后沸腾，使溶液达到过饱和状态，于是部分溶质沉积在悬浮晶粒表面上，使晶体长大。作为产品的晶浆从循环管上部排出。强制循环蒸发结晶器生产能力大，但产品的粒度分布较宽。 DTB型蒸发结晶器即导流筒-挡板蒸发结晶器，也是一种晶浆循环式结晶器。器下部接有淘析柱，器内设有导流筒和筒形挡板，操作时热饱和料液连续加到循环管下部，与循环管内夹带有小晶体的母液混合后泵送至加热器。加热后的溶液在导流筒底部附近流入结晶器，并由缓慢转动的螺旋桨沿导流筒送至液面。溶液在液面蒸发冷却，达过饱和状态，其中部分溶质在悬浮的颗粒表面沉积，使晶体长大。在环形挡板外围还有一个沉降区。在沉降区内大颗粒沉降，而小颗粒则随母液入循环管并受热溶解。晶体于结晶器底部入淘析柱。为使结晶产品的粒度尽量均匀，将沉降区来的部分母液加到淘析柱底部，利用水力分级的作用，使小颗粒随液流返回结晶器，而结晶产品从淘析柱下部卸出。 奥斯陆型蒸发结晶器又称为克里斯塔尔结晶器， 一种母液循环式连续结晶器。操作的料液加到循液压控制系统。 环管中，与管内循环母液混合，由泵送至加热室。加热后的溶液在蒸发室中蒸发并达到过饱和，经中心管进入蒸发室下方的晶体流化床(见流态化)。在晶体流化床内，溶液中过饱和的溶质沉积在悬浮颗粒表面,使晶体长大。晶体流化床对颗粒进行水力分级,大颗粒在下，而小颗粒在上，从流化床底部卸出粒度较为均匀的结晶产品。流化床中的细小颗粒随母液流入循环管，重新加热时溶去其中的微小晶体。若以冷却室代替奥斯陆蒸发结晶器的加热室并除去蒸发室等，则构成奥斯陆冷却结晶器。这种设备的主要缺点是溶质易沉积在传热表面上，操作较麻烦，因而应用不广泛。5摘要设计了一种新型的液态金属冷却定向凝固设备，可以实现高温合金的熔炼、高速凝固(HRS)和液态金属冷却(LMC)定向凝固工艺。并对设备的炉体结构、抽拉系统、加热系统，液态金属冷却系统。关键词：液态金属冷却；定向凝同；温度梯度ABSTRACTThis paper presents a new type of directionaI solidification equipment，which can implement superalloy smeltinghigh rate solidification(HRS)and Liquid etaI cooling(LMC) directionaI solidification processMoreover，the furnace structure。withdrawing systems，mould heating systems，liquid metaI cooling system and baffle of this equipmentKey words：liquid metal cooling；directionaI solidification；temperature gradient第一章 引言1.1 结晶器简介结晶器是用于结晶操作的设备。结晶器的类型很多，按溶液获得过饱和状态的方法可分蒸发结晶器和冷却结晶器；按流动方式可分母液循环结晶器和晶浆（即母液和晶体的混合物）循环结晶器；按操作方式可分连续结晶器和间歇结晶器。一种槽形容器，器壁设有夹套或器内装有蛇管，用以加热或冷却槽内溶液。结晶槽可用作蒸发结晶器或冷却结晶器。为提高晶体生产强度，可在槽内增设搅拌器。结晶槽可用于连续操作或间歇操作。间歇操作得到的晶体较大，但晶体易连成晶簇，夹带母液，影响产品纯度。这种结晶器结构简单，生产强度较低，适用于小批量产品（如化学试剂和生化试剂等）的生产。强制循环蒸发结晶器一种晶浆循环式连续结晶器（图1）。操作时,料液自循环管下部加入，与离开结晶室底部的晶浆混合后，由泵送往加热室。晶浆在加热室内升温（通常为26），但不发生蒸发。热晶浆进入结晶室后沸腾，使溶液达到过饱和状态，于是部分溶质沉积在悬浮晶粒表面上，使晶体长大。作为产品的晶浆从循环管上部排出。强制循环蒸发结晶器生产能力大，但产品的粒度分布较宽。 DTB型蒸发结晶器即导流筒-挡板蒸发结晶器，也是一种晶浆循环式结晶器。器下部接有淘析柱，器内设有导流筒和筒形挡板，操作时热饱和料液连续加到循环管下部，与循环管内夹带有小晶体的母液混合后泵送至加热器。加热后的溶液在导流筒底部附近流入结晶器，并由缓慢转动的螺旋桨沿导流筒送至液面。溶液在液面蒸发冷却，达过饱和状态，其中部分溶质在悬浮的颗粒表面沉积，使晶体长大。在环形挡板外围还有一个沉降区。在沉降区内大颗粒沉降，而小颗粒则随母液入循环管并受热溶解。晶体于结晶器底部入淘析柱。为使结晶产品的粒度尽量均匀，将沉降区来的部分母液加到淘析柱底部，利用水力分级的作用，使小颗粒随液流返回结晶器，而结晶产品从淘析柱下部卸出。 奥斯陆型蒸发结晶器又称为克里斯塔尔结晶器， 一种母液循环式连续结晶器。操作的料液加到循液压控制系统。 环管中，与管内循环母液混合，由泵送至加热室。加热后的溶液在蒸发室中蒸发并达到过饱和，经中心管进入蒸发室下方的晶体流化床(见流态化)。在晶体流化床内，溶液中过饱和的溶质沉积在悬浮颗粒表面,使晶体长大。晶体流化床对颗粒进行水力分级,大颗粒在下，而小颗粒在上，从流化床底部卸出粒度较为均匀的结晶产品。流化床中的细小颗粒随母液流入循环管，重新加热时溶去其中的微小晶体。若以冷却室代替奥斯陆蒸发结晶器的加热室并除去蒸发室等，则构成奥斯陆冷却结晶器。这种设备的主要缺点是溶质易沉积在传热表面上，操作较麻烦，因而应用不广泛。自从20世纪60年代以来，高温合金的发展极大地促进了定向凝固技术的进步。早期的发热铸烈法由于不能获得稳定的凝固组织已经很少使用。功率降低法使用多组加热元件自下而上逐步切断功率以实现定向凝固，但由于切断功率只能分组进行，铸件轴向的凝固组织仍然不能很好地控制，特别是很难得到均匀一致的定向组织。Bridgman方法利用了铸型移出技术，这种相对高速率的凝固技术始于20世纪70年代，现已发展成更先进的沸腾床(流态床)法，液态金属冷却法等定向凝固技术。 HRS能充分利用各种类烈的辐射挡板来隔离炉子的冷热区，从而有效地提高了温度梯度。这些挡板采用固定在铸形热发生器下面的碳基材料挡板或是水冷挡板环的形式。Bridgman方法在凝固开始的时候，主要通过铸件把热传导到水冷板产生冷却。然而，随着铸件的拉出，其传热效果很快降低。这是囚为大多数高温合金的导热能力低，铸件的散热逐渐依靠真空中模壳向水冷炉壳的辐射散热，由此导致凝固前沿的温度梯度逐渐降低。为了保持稳定的凝固界面，抽出速度必须降低，否则由于成分过冷就会形成等轴晶。低的抽拉速率还导致了雀斑和晶粒偏离预期的择优生长方向，增加了废品率。降低抽拉速度也导致了生产周期的延长，引起铸模和金属反应以及铸模蠕变以致破裂。另外使用多组铸模，常常囚为辐射散热的不对称导致固液界面倾斜而使上述问题更加突出。 为了克服HRS技术定向凝固温度梯度低且不稳定的问题，研究者提出了多种新的技术，其出发点大都是加强对铸件已凝固部分的冷却。典烈的有气冷法(GCC ),流动床淬火法(FBQ)，液态金属冷却法(IMC)等。瑞士ABB公司为发展叶片制备的需要，利用GCC在辐射挡板下边借助高速惰性气体冷却铸件的凝固部分，其冷却效果为HRS技术的2. 5倍.使中晶高温合金的一次枝晶间距从450 um降为320 um 。FBQ法将铸件抽到利用惰性气体沸腾的固体颗粒的流动床容器中，使其周围的水冷夹层带走热量。1.2 结晶器的应用 结晶器是连铸机上的铸坯成型装置，也是连铸机的核心设备之一，其作用是通过强制冷却连续注入结晶器内腔的钢液，导出热量，使钢液逐渐凝固成具有所要求断面形状和一定坯壳厚度的铸坯，并将芯部仍为液相的铸坯连续地从结晶器下口拉出。在钢液注入结晶器逐渐形成一定厚度坯壳的凝固过程中，结晶器同时受机械应力和热应力的综合作用，其运行状况直接关系到连铸机的顺行、铸坯的质量和产量。目前，国内外常规大板坯、大方坯和小方坯连铸机结晶器技术基本成熟，此文仅探讨薄板坯和中薄板坯连铸机的结晶器的相关技术。 截至2008 年底，世界上共建设薄板坯( 包括中薄板坯) 连铸连轧生产线65 条，年生产能力达到11 008 万t。其中，CSP 生产工艺占世界薄板坯连铸-连轧总产能的50% 以上；其次是FTSR工艺，占总产能的18.35%。其中，中国共建设不同类型的薄板坯连铸连轧生产线14 条，年产能3 530 万t。1结晶器的种类及主要特点 薄板坯和中薄板坯连铸设备的核心是结晶器。设计要求结晶器弯月面区域必须有足够的空间，以插入浸入式水口，且满足水口壁与结晶器壁之间无凝固桥形成，钢液温度分布均匀，有利于保护渣熔化；弯月面区钢液流动平稳，防止过大紊流而卷渣；结晶器几何形状应满足拉坯时坯壳承受的应力最小。漏斗形结晶器几何形状 德马克公司ISP 工艺的第一代立弯式结晶器，上部是垂直段，下部是弧形段，侧板可调，上口断面是矩形，尺寸为(6080) mm(6501 330) mm。意大利阿维迪生产线采用该结晶器后，发现这种形状的结晶器只能使用薄片形浸入式水口，而且即使这种特殊形状的长水口很薄，插入结晶器内与结晶器壁也只能保持1015 mm 的间隙，造成水口插入处宽面侧保护渣熔化不好，且很难获得可恒定控制的保护渣层，薄板坯的表面质量较差。 阿维迪厂在1993 年开始改进该结晶器，重新设计了其上口断面形状，由原平行板形改为小漏斗形，结晶器上口宽边最大厚度为60+(102) mm，这种形状一直保持到结晶器下口仍有(1.52)mm 的小鼓肚。近年来，其结晶器的小鼓肚越改越大，现使用的上口宽边最大厚度已达60+(252) mm，下口为60+(52) mm，浸水式水口仍是薄片形，尽管壁厚有所增加，但其距器壁两侧的间隙大大增加，改善了保护渣层的熔化状况，薄板坯表面质量也有了很大改进。 西马克公司CSP 工艺所用的漏斗形结晶器，上口宽边两侧均有平行段，再与圆弧段相连接，上口断面较大。这个漏斗形状在结晶器内保持到长700 mm，结晶器出口处铸坯厚度为5070 mm。结晶器总长为1 120 mm。上口的漏斗形状有利于浸入式水口的浸入，在结晶器的两宽面板间垂直方向形成了一个带锥度的空间，而漏斗区以外的两侧壁仍然是平行的，两侧壁间的距离相当于板坯厚度。漏斗形结晶器在形状上满足了长水口插入、保护渣熔化和薄板铸坯厚度的要求，经多条生产线使用，均收到较好效果。主要特点 漏斗形结晶器的创新点在于其打破了传统板坯连铸结晶器在任意横截面均相同的限制，其结晶器腔内凝固壳的形状及大小按非矩形截面逐步缩小的规律变化。但是，钢液在这种结晶器内凝固时要产生变形，特别是拉坯过程中机械变形产生的应力可能导致固液界面裂纹的发生，并最终影响热轧带卷的质量。因此，漏斗形结晶器的理想形状是尽量减小坯壳间两相区的弯曲变形率，使坯壳在变形过程中其固液界面的实际变形率小于产生裂纹的临界应变率。基于上述要求，漏斗形结晶器必须保证厚度过渡区的弯曲弧度设计准确，且拉速尽可能稳定。 我国钢铁研究总院等单位对薄板坯连铸结晶器技术进行了深入研究，认为漏斗形结晶器技术从根本上解决了浸入式水口的使用寿命问题，使得高效连续生产薄规格铸坯变为现实。同时由于漏斗形结晶器上口表面积大，为保护渣的熔化创造了条件。 应该指出的是，漏斗形结晶器的缺点是坯壳在结晶器内变形易产生裂纹，限制了像包晶钢这类难浇品种的薄板坯连铸。必须结合钢液本身收缩的计算来设计结晶器的过渡段。尽管该类型结晶器由弧线变直线的过渡段仅100 mm，在5 m/min 的拉速下铸坯通过此段仅需几毫秒，但仍要给予高度重视，一般采用有限元法优化设计变形段。为了减少或减缓漏斗形结晶器内的铸坯变形，可采取以下措施： 1) 尽量减小漏斗的开口度。 2) 将铸坯由漏斗形过渡到矩形，变形段加长。3) 优化结晶器内腔形状设计，使结晶器内金属变形分布更加均匀、平缓，降低变形速率，降低铸坯产生裂纹的可能性。 漏斗形结晶器在维护上与常规连铸结晶器的维护没有太大区别，主要应注意避免铜板表面的划伤和残钢粘结。浇铸过程中应确保足够的润滑，预防水口破裂导致溅钢、溢钢以及漏钢事故。技术进步 考虑到漏斗形结晶器不适合浇铸较窄的中等宽度薄板坯，而平行板形结晶器的薄片状浸入式水口成本太高，且难以实现浇注薄规格铸坯，因此对漏斗形结晶器做了两个关键性的改进： 1) 漏斗形结晶器的图形方案在弦长的中间区域为圆弧区，圆弧半径由上到下连续变大，圆弧区的两边为倾斜的三角形平面区，此圆形方案的特点是平行于X 轴的任意截面。角度相等，且等于起始角，因而任意截面上的中间圆弧与两边直线不相切而相交。 2) 漏斗形的开口度是设计此种结晶器的一个重要参数。结晶器的开口度较大，坯壳向下运动时斜率也大，导致拉坯阻力增加。通过适当改变浸入式水口横截面的形状，把开口度由170 mm 减小到120140 mm，浇铸效果较好。漏斗形结晶器在使用中存在寿命短、结晶器的形状不能保证铸坯有最好的表面质量两大缺点。西马克公司经较长时间的研究和传热计算，对其上部形状进行了优化保证钢液进入后不致产生漩涡，大大减少了铸坯表面缺陷。自动控制的水冷系统使铜板上部传热合理，冷却效果变好，铜板外冷却水槽水流速控制在10 m/s 以上，水压大于0.6 MPa，水的蒸发量减小。结晶器寿命大大提高，一般在200500 炉，修磨后仍可使用。优化设计的漏斗型结晶器长1 100 mm；结晶器铜板上口单侧最大鼓肚为5060mm；铜板的漏斗区高度为750850 mm，结晶器下部为平面；采用平行于铜板工作面的水槽式冷却。我国马钢的CSP薄板坯连铸机就采用了这种优化设计的漏斗型结晶器。 实践证明，漏斗形结晶器鼓肚处每增加5 mm，表面质量可成倍地改善，显然这和上口面积增大有利于保护渣加入、熔化和吸附夹杂密切相关。 CSP 漏斗型结晶器内钢液的流动特征除了与结晶器本身形状有关外，主要受浸入式水口结构的影响。生产中发现，漏斗型结晶器在浇注不同钢种和不同规格的铸坯时，也存在设计缺陷，主要表现为铸坯的纵裂、连铸过程粘结、漏钢事故较多等。针对这些问题北京钢铁研究总院与唐钢合作，对漏斗型结晶器宽面和窄面铜板进行了优化，满足了生产低碳钢的高拉速需要，减少了裂纹缺陷。H2 结晶器几何形状 H2 长漏斗形结晶器(H2-High SpeedHigh Quality) 是意大利达涅利公司FTSC工艺(Flexible Thin Slab Casting) 薄板坯连铸机的核心设备，这种结晶器的形状的优点是内部容积大，通过的钢液流量也大，且有更好的钢液自然减速效应。该结晶器长度为1 200 mm，宽度为112201 620 mm，厚度为55，60，65 和70mm。主要特点 该结晶器的主要特点是其鼓肚形状由上至下贯穿整个铜板，并一直延续到扇形1 段的中部。结晶器出口处为将铸坯鼓肚形状矫平而特别设计了一组带孔型的辊子，对铸坯鼓肚进行矫平的设备长度比仅用连铸机结晶器时长了两倍，也就是说这与仅用结晶器来矫平坯壳的鼓肚相比，坯壳上所受的应力大大降低。并且H2 结晶器熔池体积增大，可以盛装更多的钢液。同时，结晶器上部尺寸加大，可使水口形状设计更合理，保证结晶器内液面稳定，提高保护渣的润滑效果，改善热交换条件，提高拉速，减少裂纹倾向。 H2 型结晶器与漏斗形结晶器的主要区别在于坯壳在结晶器内的变形不是在一定高度上完成，而是沿整个高度凝固壳的形状和大小均按非矩形截面逐步缩小。达涅利公司认为，H2 结晶器能更好地控制初期坯壳的形成过程，生产高质量的铸坯。平行板形直结晶器 奥钢联公司CONROLL 工艺的平行板形直结晶器，浸入式水口也是扁平的，钢液从水口两侧壁流出。结晶器断面尺寸为(70135) mm1 500 mm。这类薄板坯实际上是中薄板坯。奥钢联从节能降耗的角度出发分析，得出7090 mm厚的铸坯生产能耗最省且加工成本较低的结论，认为不必追求铸坯厚度太薄，趋向中等厚度。从结晶器形状来看，奥钢联强调只有钢液在其内凝固时不变形，且保持液面平稳，才有利于消除铸坯表面裂纹促使结晶器内钢液中夹杂物上浮和防止卷渣，主张使用平行板形结晶器。主要特点 平行板形直结晶器内腔的横截面从上到下均为全等矩形，只是铸坯厚度较薄情况下，因避免了铸坯变形产生的坯壳应力，而且在宽度和长度方向上，结晶器热量能够保证均匀散失。但在铸坯较薄的情况下，须将浸入式水口制成薄片状。Demag 和VAI 公司都采用了专为薄板坯连铸机研制的薄片状浸入式水口，保护渣化渣状况得以改善。但是，薄片状浸入式水口插入结晶器内与结晶器壁只有1015 mm 的间隙，造成水口插入处宽面侧保护渣熔化不好，且很难获得能恒定控制的保护渣层，影响薄板坯的表面质量。另外，鉴于薄片状浸入式水口的特殊形状和恶劣的工作条件，虽然采用BN、ZrO 等高级耐火材料，水口寿命仍然较低。 综上所述，目前使用效果较好的薄板坯连铸机结晶器有3 种： 1) 漏斗形结晶器，如在CSP 工艺和改进后的ISP 上使用工艺。 2)H2 形( 凸透镜) 结晶器，如在FTSC 工艺上使用。 3) 平行板形结晶器，如在CONROLL工艺上使用。 从坯壳受力情况来看，平行板形结晶器优于漏斗形和H2 形结晶器；从空间大小来看，漏斗形和H2 形结晶器优于平行板形结晶器。目前5090 mm 厚的薄板坯连铸机，多数使用漏斗形结晶器。结晶器性能对连铸过程和铸坯性能的影响 由计算可知，漏斗形结晶器的钢液表面积约为铸坯横截面积的1.4 倍，H2结晶器钢液面面积更大，而平行板形结晶器的钢液表面积等于铸坯的横截面积。钢液表面积大，钢流易于平稳，储存的钢液也多，既有利于控制液面稳定，又有利于夹杂物上浮。同时，有充足的热量保证保护渣的熔化。2.2 结晶器内的钢液流动 拉坯过程中，根据沿横截面钢液流量相等的原则，漏斗形结晶器钢液向下流动的速度沿横截面的各个部位的差别较大，因而易造成紊流，出现表面夹渣现象，拉速越高，这种现象越明显。H2 结晶器漏斗趋于平缓，比漏斗形结晶器要稳定得多，而平行板形结晶器则不存在这个问题。 与平行板形结晶器相比，漏斗形结晶器上口开口度保证了浸入式长水口有足够的插入空间和保护渣熔化，并为使用较厚壁长水口提供了有利条件。但漏斗形结晶器的设计和制造较复杂，维修和加工困难，拉坯时摩擦阻力增加，运行成本较高。平行板形结晶器与传统板坯连铸机相同，维修方便，消耗也低。结晶器的传热 结晶器内热电偶测试表明，平行板形结晶器在宽度方向上传热一定，可以得到均匀的凝固坯壳，二维温度解析结果则显示漏斗形结晶器传热不均。 平行板形结晶器有利于钢液横向流动( 由水口喷出的钢液引起) 和由温差引起的横向对流，因而对减少熔池各部位的温差有利。漏斗形结晶器由于漏斗区扩大，影响对流，弯月面附近区域温度较低，易形成“搭桥”现象。平行板形结晶器则需要解决在板坯厚度方向上浸入式水口与结晶器壁间的距离，保证不凝钢。1.3 定向凝固技术进展及应用 定向凝固技术是研究凝固理论、制备定向或材料的重要手段。其中液态金属冷却（LMC）高温度梯度定向凝固技术可以改善凝固组织、提高力学性能，是定向凝固技术的学术前沿。LMC技术的关键首先是专用设备，由于性能先进的定向凝固设备融合了我国机械制造行业非标设计的很多极端条件，因此备受关注。其中LMC结晶器是定向凝固设备中重要的组件。定向凝固是一种强制性凝固过程。典型的定向凝固方法由Bridgman发明，其原理为由隔热层将装置的上部加热区和下部冷却区隔开而形成沿铸件轴向形成一维温度梯度，铸件在上部被熔化和过热，下部进行强制冷却，凝固界面位于隔热挡板附近，通过向下抽拉实现中向排列的凝固组织。定向凝固技术在工业和高技术领域具有非常重要和广泛的应用。它被用来生产磁性材料、航空和地面燃机涡轮叶片、自生复合材料以及各种功能晶体。定向凝固技术具有代表性的成就是燃气轮机叶片材料的制备，目前先进的涡轮喷气发动机的涡轮前进口温度已达1 950 K.儿乎所有的商用和军用先进发动机均使用定向凝固法中晶涡轮和导向叶片。为了保证发扦材料的性能潜力，要求叶片材料的凝固组织具有择优生长的晶向与轴向热流方向一致:同时具有细化的凝固组织、低的枝晶偏析，并尽可能不出现凝固缺陷和有占相。国内外大量研究表明,提高定向凝固过程中，固-液界面前沿的温度梯度并很好地控制界面位置，是实现上述两个目标的重要途径。高温度梯度定向凝固可以允许在更高的生长速率下实现定向凝固，囚而还极大地提高了叶片制备的效率。目前制备叶片要采用传统的高速凝固法，该技术已经相当成熟，具有设备结构简中，工艺稳定等优点，特别适合制备航空发动机叶片等小烈铸件。近年来，新高温合金中添加大量难熔元素带来了结晶温度间隔增大、偏析加剧等问题。另外，随着大尺寸工业燃气轮机(GT )叶片制各的发展，暴露出HRS技术的固有缺陷，即温度梯度低且随凝固过程的进行很快下降，使GT叶片制备在传统的HRS定向凝固设备上难以实现。可见，高梯度定向凝固方法及相应制备装置的研究，是先进航空发动机和工业燃气轮机中晶高温合金制备的核心技术，也是近年来航空发动机热端部件制备技术竞争的热点。在基础研究领域，定向凝固是研究金属凝固和晶体生长的基本手段之一。定向凝固的冷却速率可以由 K/s到 K/s、因此可以制各从接近平衡到远离平衡的超细和业稳态组织，在此过程中所产生的一系列凝固现象，一直是材料学家研究的重要领域。从某种意义上讲，凝固和晶体生长理论的发展以及新材料的研制，取决于定向凝固技术的发展水平。1.4 本课题提出的背景及意义 液态金属冷却(LMC)定向凝固技术用于制备涡轮叶片开始于20世纪70年代，但由于当时高速凝固技术(HRS)比较成熟，而且其工艺相对比较简单，可以满足小尺寸定向和航空发动机叶片的制备需求，在一定程度上减缓了液态金属冷却定向凝同技术的发展。自20世纪90年代开始，工业燃气涡轮机的发展促进了对大尺寸定向和叶片的需求。然而传统的HRS技术主要通过铸件把热传导到水冷盘进行冷却，随着铸件的拉出，其传热效果很快降低。这是因为大多数高温合金的导热能力低，铸件的散热主要依靠真空中型壳向水冷环的辐射散热，由此导致凝固前沿的温度梯度逐渐降低而无法实现定向凝固。LMC技术由于零件始终浸在液态金属中，冷却效果比较稳定，适合制备大尺寸燃气轮机叶片，由此促进液态金属冷却定向凝固技术及其设备的发展。工业燃气轮机叶片主要生产厂商美国通用电器(GE)和德国西门子联合起来发展工业LMC设备和工艺。德国ErlangenNuremberg大学用Sn作为冷却介质来研究LMC工艺。Doncasters Precision Casting(DPC)和西门子KWU于1994年启用了“涡轮叶片的先进铸造工艺”的6年计划。Erlangen大学安装了当时最大容量为38 kg的LMC设备。对工艺参数如柔性辐射挡板和液态金属池的液体流动都进行了系统的研究，确定了最佳的工艺参数，且生产出了大尺寸定向和的叶片。所用的设备为当时世界上最大的LMC设备，其容量超过100 kg，锡液的重量达到了18 000 kg。在美国，密西根大学和GE公司也开展了同样的工作。对不同的冷却介质，锡和铝进行了比较，同时也进行了工艺参数对显微组织和缺陷形成影响的研究。国内中科院金属所也研制了LMC定向凝固设备，其熔炼重量达到15 kg，制备试样长度达到了280 mm。可见，目前国外液态金属冷却定向凝固技术的发展主要是用于制备大尺寸工业燃气轮机叶片，而国内同类设备尚在研制中，更没有应用于工业生产。目前已有定向凝固设备的结构和性能与国外还存在较大的差距，叶片制备成功率比较低。为了对涡轮叶片以及用于工业燃气轮机的大尺寸叶片进行研究，根据以往的研究基础，借鉴国内外的技术和经验，研制了一台液态金属冷却定向凝固设备。第二章 结晶器结构设计总体方案21定向凝固设备功能及技术要求211定向凝固设备功能定向凝固设备是一台将原材料熔化，然后经过特定的结晶系统，在保护气氛下，实现连续结晶生长，形成内部致密的柱状晶甚至组织的线材，并冷却至室温的半连续装置。这台装置具有以下主要功能： 1)实现原材料的无污染单炉熔化，连铸坩埚温度可维持稳定。2)实现单炉垂直下引式连铸，特定的下引式结晶系统的结晶凝固条件应满足定向凝固的条件，并能长时间持续地保持恒定； 3)形成的线坯经冷却至室温，在整个冷却过程不发生线坯表面氧化212定向凝固设备技术指标1)产品规格：直径8mm线材； 2)牛产能力：100kg天(20炉天)； 31坩埚容量：一次熔化5kg镓-铟-锡（Ga-In-Sn）(或金、银)合金材料。22镓-铟-锡（Ga-In-Sn）连续形成的条件在设备上的实现方案及参数确定221镓-铟-锡（Ga-In-Sn）坯形成条件在设备上的实现方案(1)保护气氛系统由于该设备是制备高纯度材料的连铸，在整个制备过程中，必须考虑防止二次污染。因此，该设备的熔化、定向凝固及铸坯冷却系统均应实现与大气完全隔离，制备的每个环节中金属熔液及金属制品都不能与空气接触，并且保护气氛用气体需要净化。1)选用高纯氩气Ar作为保护气体，并在使用前经过净化和干燥(采用工业气体净化装置)。2)熔化，连铸系统设置在一个真空室内。采用先抽气再充气的方式，实现整个系统保持在良好的保护气氛中。在抽气时，应将未加热的热铸型出口加以密封，当炉内保护气体压力充至稍高于大气压的微正压时，撤去密封。3)由于在工作时真空室内处于微正压状态，真空室盖(门)必须加锁紧扣。并应设置防爆阀。4)在冷却区采用水帘密封，内空间充保护气体，实现与外界大气的隔离，防止己凝固的铸坯表面的后续氧化。5)合理设计充气口布局，充分保证所有外露金属熔液表面以及结晶口出口处金属坯棒表面的有效保护，并在设计充气管位置时要考虑气体温度对熔液温度、铸型温度及金属坯棒温度的干扰。6)所有与金属液接触的部位与容器，均用高纯高致密高强度的三高石墨制造。(2)熔化连铸供液系统采用石墨坩埚高频加热，将合金料熔化成熔液，并保持恒定温度，流入连铸区。1)熔炼坩埚容量为8kg(每次熔炼5kg)。2)高频电源功率取15KVA、25KHz。，采用非接触式温度检测装置(双色红外测温)检测。(3)定向凝固系统实现定向凝固是获得定向生长的柱状晶或组织的必要条件。定向凝固连铸的实现，即是在连铸过程中创造一个定向热流区，使液固界面位于定向热流区内，金属液的凝固在这定向热流区内进行。定向热流区设置在紧挨连铸坩埚的下方，它由定向热流热端、无侧向热流的定向热流区和定向热流冷端组成。定向热流热端是一个有一定形状内腔的热铸型，金属液进入其内腔，由它形成金属坯棒形状，并通过它与冷却端形成一具有定向热流的单向温度梯度场，使金属液定向凝固形成金属坯棒。热石墨铸型由感应线圈产生的电磁场加热，温度应精确控温，控温精度在1。定向热流冷端为一带有电磁屏蔽的水冷镓-铟-锡（Ga-In-Sn）盘。冷却水将热端传过来的热量带走，在定向热流区形成单向的温度梯度场。在热端与水冷镓-铟-锡（Ga-In-Sn）盘之间形成定向热流区。高性能的绝热层加上水冷镓-铟-锡（Ga-In-Sn）盘上方的屏蔽圈隔离感应电磁场对定向热流区内金属坯的感应加热，有效地防止该区的侧向热流，确保了在该区的金属液实现定向凝固的基木条件。定向热流区内的铸型采用高纯石墨料制成，并要求内腔光洁度达到镜面。为了便于安装、定位和更换，熔化坩埚、热铸型、定向热流区以及水冷镓-铟-锡（Ga-In-Sn）盘用高性能绝热材料灌铸，组装成一个部件，既确保了连铸热铸型位置精度，又便于安装、更换。(4)连铸坯冷却系统连铸坯的冷却直接影响着刚出热铸型的连铸坯中心部位的冷却状况， 铸坯中心部位冷却不好，会使凝固界面下凹，从而导致柱状晶生长的中断，出现杂晶。采用冷却，强化连铸坯中心部位的冷却是保证在定向热流区中凝固界面形态不出现凹面，不破坏定向凝固的关键环节，也是确保液体金属压头能作用在凝固界面处，使连铸坯组织致密化的重要措施。冷却是将连铸坯浸泡在流动水中，在浸入处加设一喷水环，将冷却水喷在连铸坯表面，采用连铸坯与流动水直接换热方式来把铸件的热流带走。以强化二者间的换热。带水密封的冷却水槽结构。冷却水面位置(离热铸型出口的距离) 应可根据冷却强度要求，上下调节(利用水封槽支架的升降实现)。流动水由水槽底部进入，上口溢出，以保持流动水水位的恒定。采用水密封将水冷槽的空间与外界环境隔离。并用充水一排气一充保护气的方法，将水冷槽上方的空气排出，再充入保护气体，确保连铸坯在冷却前不被氧化。为了能观察到连铸坯拉出热铸型的情况，冷却水槽部件全部采用透明的耐热材料(耐热玻璃或石英玻璃)制作。冷却水质会影响金属杆的表面质量，冷却水应用洁净水(如蒸馏水)， 不宜用炉体冷却循环水槽中的水。应采用单独的循环系统，必要时可考虑设置冷井控制水温。冷却水循环流量可从O-200LtJ、时可调，温度控制在20左右。连铸坯经过冷却后，由二次水冷槽底部拉出，二次水冷槽底部有密封环节防止冷却水渗漏。(5)牵引系统实施连铸金属坯棒运动的驱动系统，它是实施抽拉速度(金属凝固速率的主控参数)的装置，实现金属坯棒的连续稳定的结晶凝固，该装置的性能质量是关键。应有一套较好的金属坯棒夹持系统，以确保驱动时无打滑，不产生金属棒塑性变形等问题；在驱动辊轮表面可涂覆一层橡胶塑料材料来满足上述要求。用一套交流伺服系统做驱动力，交流伺服电机功率不低于200W。配置金属坯棒实际运动速度检测装置，并作为实测参数反馈进入工控系统，实现相关的参数控制。金属坯棒运动速度设定在5mmmin-250mmmin，并应可连续调节， 在24小时连续运行中稳定，波动小于05。(6)盘丝系统连铸成形的金属坯棒需成盘包装，盘丝系统可沿用各种拉丝设备的盘丝装置，实现盘丝。(7)工控系统为了实现金属液连续地定向生长以获得致密、表面光亮的定向凝固组织的线坯，各项连铸工艺参数的监控，是必要的保证措施，充分发挥工控系统的各种功能，实现对过程的全监控，是本设备的一个重要措施。工控系统应实现如下功能： 金属坯棒连铸速度(牵引速度)的人工设定、引晶阶段中变速过程的设置与控制，以及实现在连铸过程中凝固界面压头的实时控制。金属坯棒连铸速度(牵引速度)、凝固界面压头的显示与记录。各点温度讯号的处理： 熔池镓-铟-锡（Ga-In-Sn）液温度的显示与记录。热铸型出口温度的设定、控制与显示。热铸型入口温度显示与记录。连铸牛产流程中其他一些工艺参数的处理及记录(采用人工介入记录) 每次熔炼的金属料重： 熔炼处理的各项参数(熔化功率、熔化时间等)； 各点保护气体用量(流量) 环境温度、湿度等； 各路电源、电压、电流； 储存及打印生产过程中所有记录(可选择)。安全保护及报警功能(具体项目另定)。(8)其他引晶过程控制及引晶系统： 引晶成功与否是连铸牛产的关键，引晶过程控制是一重要环节，采用变速引晶是解决这问题的一个措施，设备工控系统应考虑变速引晶中各项参数(调速节拍、速度变化量、引晶总时段)的自如调节。引晶杆由引晶头和杆身组成。连铸坯拉出牵引系统后，杆身可卸下，引晶头保留在连铸坯上。凝固界面前沿恒定金属液压头控制系统： 保持连铸时凝固界面前沿的液体金属压头恒定，是确保连铸坯内部致密、组织均匀的重要措施。也是解决下引式热型连铸的泄漏问题的关键举措。通过拉铸速度的测定，由控制中心算出液位下降速度，换算成压头补偿量；采用精密气压补偿系统，提供作用在液面的气压补偿量，以保持凝固界面前沿压头的恒定。同心电缆系统： 为了将高频电流引到真空炉室内的感应线圈，又必须防止其对真空炉壳的感应加热，采用水冷同心电缆结构引入。同心电缆外壳接地，高频电流由芯棒引入线圈，并从线圈另一端进入同心电缆外壳接地。同心电缆还起到支撑线圈、并调节移动线圈上下位置的作用。同心电缆进入真空炉壳处还必须解决密封，隔离真空炉壳内外的问题。同心电缆的上下移动有二方面的作用：1、提升足够高度，便于坩埚、铸型、定向热流区和水冷镓-铟-锡（Ga-In-Sn）盘的整体组件的安装、更换；2、调节定向凝固区热端与熔池温度的匹配。同心电缆的移动可手动，也可电动。移动后要能锁紧，防止在拉铸过程中位置发生变动。移动的位置(即线圈与坩埚的相对位置)及移动量要有显示。真空炉壳采用前开门结构，便于坩埚整体组件的安装、更换及加料。热铸型内腔一冷却系统中心一牵引辊轮轴线的同轴度问题： 由于结晶器不可能与冷却系统和牵引系统整体安装，并且热铸型是一个易耗品，需定期更换，因此，在装置设计中必须考虑这三者的同轴度可调节工艺性(即可方便调节并可检测)，根据实际使用经验，要求不同轴度不大于01mm。为了能有效抽掉真空炉体内的空气，在二次水冷却区与定向热流区之间应有专门的隔离措施。当在连铸室抽真空时，该处关闭，当需要插入引晶杆引晶时，该处打开，使定向热流室与冷却室连通。在此连通前，先用充水一排气一充保护气的方法，将已水密封的二次水冷槽上方的空气排出，再充入保护气体，确保连铸坯在冷却前不被氧化。水封槽的升降要自如，高低可手动微调，并要有位置读数指示。系统电源、仪表及工控的抗干扰问题： 由于连铸过程是一个长期工作流程，因此对系统的稳定性有特殊的要求， 系统的电源仪表及工控系统都必须要求工作稳定可靠，并应有很好的抗干扰能力。特别是在生产过程中熔炼工序是采用高频感应加热，鉴于我国的高频电源波形十分复杂，存在很多的高次谐波与杂波，对弱电系统的干扰很强，因此如何搞好电源的隔离、屏蔽以及提高各电子系统的抗干扰能力是该装置设计制造时必须解决的问题。事故紧急处理系统的设置问题： 在发生事故时如何保护人身安全，设备安全以及环境是一个设备必须考虑的问题，与此同时，还应在有事故预兆时，及时报警，预告操作者尽早采取补救措施，避免事故发牛或使事故造成的损失降低到最低限度。停电保护： 停电时，炉壳、线圈以及所有需要强制冷却的部位不应停水； 停水保护： 最好要有应急水箱的设置： 超温断偶保护：当温度失控或热电偶断了时，应及时报警并切断电源(该功能可由控温仪表设置完成)； 防爆保护：冷却水过热会产生大量气体，特别在线圈渗漏(炉衬烧穿损坏线圈)时极易发生事故，应设有防爆安全阀，压力大到一定程度时能项开此阀， 实现保护(注意：由于该连铸生产是在微正压的保护气氛下进行，所以，真空炉室的门在工作状态下锁扣是锁住的)。常规机械保护和电气保护：为保护机械运动装置的限位系统、离合打滑系统以及电器安全的过流过压保护系统等，应在该装置设计中充分考虑这些常规保护以确保设备的安全。223工艺参数的设定工艺参数的控制必须满足下面三个条件： (1)始终保证沿拉铸方向具有稳定的正温度梯度； (2)始终保证拉铸过程中不会出现金属液拉漏或者铸件不会拉断的现象；(3)确保拉铸的铸坯具有良好的表面质量。要满足上述条件，固液界面位置和形状的控制非常重要。定向凝固过程中固液界面的位置是衡量其过程稳定性的重要指标，是诸多工艺因素影响连铸过程的综合反应。在定向凝固过程中，在铸件本身的传热作用下，铸型内形成温度场， 任何影响到该传热过程和温度场的因素都会使固液界面在铸型内的位置发牛变化。该工艺中的关键问题就是控制固液界面在型内的位置。界面进入铸型内过多， 铸件与型壁的摩擦力增大，使铸件表面拉花、拉裂，拉不动甚至拉断；而界面超出铸型外，若金属液的表面张力不足以平衡本身的重力和附加压头，则极易发生拉漏。(1)固液界面的定义及确定对于定向凝固，固液界面位置位于结晶器内越深，则越容易出现卡死、拉断或者结晶器内壁划伤铸定表面的现象。如果固液界面过于接近结晶器出口，虽然对于提高铸锭表面质量有利，但是对于高熔点、大直径金属的定向凝固。在定向凝固过程中，由于铸型被加热到所铸金属的熔点以上，所以其固液界面呈凸向金属熔体的形状。这样固液界面在结晶器型腔内所处的位置原则上说应该是在一个长度区间而不是一个固定的数值。但为了处理方便，我们仍希望能用一个固定的数值来衡量固液界面的位置。这样就存在一个以何处为标准来确定固液界面位置的问题。如以中心处为标准，在固液界面为凸形时对于防止卡死或者拉断是有意义的。但是在定向凝固过程中容易出现危险更大的拉漏现象的发生。这时如以中心处为标准，当判断出固液界面位于结晶器出口时，由于铸锭边缘处的固液界面已经离开铸型，因而常出现挣漏现象，尤其对于连铸大直径或者高熔点金属线材。为此定义结晶器内壁上固相与液相金属的交界处为连铸过程中固液界面的位置，在可防止挣漏现象发牛的同时，可制得表面质量优异的线材，而且这个位置更容易测得。已有实验证实，理想的固液界面位置应该位于结晶器出口处。(2)固液界面位置的确定方法上述已经将固液界面位置定义为结晶器内壁上固相与液相的交界处，而连铸过程中镓-铟-锡（Ga-In-Sn）的熔点温度是已知的，如果能够确定结晶器内壁上金属的温度分布，就可以确定出固液界面的位置，但是这个温度分布是无法直接测定的，与这个温度分布最接近的就是结晶器内壁的温度分布。用其与熔体熔点对照也能得出一个固液界面的位置，只是这个固液界面位置与实际的固液界面位置存在一定的误差。尽管如此，这种确定定向凝固过程中固液界面位置的方法仍然不失为一个比较好的方法，其最大的特点就是可以随时对固液界面位置进行监测。有实验证实发现可获得良好的铸锭表面质量的固液界面位置大致在深入铸型4-7mm范围内。(3)固液界面的形状定向凝固过程中宏观固液界面的形状是影响凝固组织形态的关键因素之一，在定向凝固过程中晶体的生长方向受热流方向的控制，其生长方向与热流方向平行且相反，并与固液界面垂直，固液界面形状和热流方向的关系如图2-1所示。图2-1固液界面形状和热流方向的关系理论上，定向凝固过程中非平直的固液界面均导致晶体的生长方向偏离轴向，固液界面凸凹的越严重，晶体的生长方向偏离轴向的程度越明显。所以固液界面的形状又是衡量定向凝固的组织稳定性的一个重要指标。为得到组织，最理想的固液界面应为平直的形状。固液界面的形状取决于定向凝固过程中径向上的温度梯度的大小，考虑到结构等因素，实际上这种条件是不容易获得且难以保证的，而在定向凝固过程中位于固液界面附近的情况也是如此。同时，实验过程中发现，凸形的固液界面是定向凝固过程中晶体由多晶到演化的必要条件。因此在实验过程中，使固液界面保持凹或微凸形成定向凝固顺利进行的前提。凸界面平界面凹界面(4)结晶器出口温度的设定与控制结晶器出口温度直接影响着固液界面的位置和形状，因此对它的控制是镓-铟-锡（Ga-In-Sn）定向凝固技术的关键。为了保证得到表面质量光滑的镓-铟-锡（Ga-In-Sn）铸锭，要求：固液界面应控制在结晶器出口内侧4-mm的范围内；在结晶器出口处，铸锭的表层在一定的长度内有一层液体膜存在。因此，结晶器出口温度不仅是实现连铸最为重要的因素，也是影响铸锭表面质量的因素之一。影响结晶器出口温度变化的主要因素有引锭杆材质、结晶器材质、加热功率、冷却距离、拉坯速度、以及冷却水量等。在实验过程中可调的丰要参数有加热功率、拉坯速度、冷却水量。当其他参数一定时，结晶器出口温度随加热功率的增大而升高；在仪以拉坯速度为可变参数时，结晶器出口温度随拉坯速度的增加而升高；在仅以冷却水量为可变参数时，结晶器出口温度随冷却水量的增大而降低。由于热电偶所处的位置以及测温精确度等因素，往往所测温度略高于实际温度，这样在确定结晶器出口温度时会有误差。温度过低，会出现固液界面移入结晶器内过深甚至移出结晶器上口情况，进而造成拉不动和铆死等现象；温度过高，容易出现固液界面移出结晶器，接造成拉漏这样的危险情况出现。(5)引锭杆材质的选取、在结晶器型腔的位置及形状的确定镓-铟-锡（Ga-In-Sn）定向凝固过程中引定杆的作用是用于使镓-铟-锡（Ga-In-Sn）液在引锭杆上端凝固并与之结合成一体，从而通过拉坯机构的运行将铸锭引出。这就要求引锭杆与镓-铟-锡（Ga-In-Sn）液有较好的结合能力。选用铜棒作为引锭杆。引锭杆的引锭头在结晶器型腔中的位置应该在固液界面略上的地方，这样在实验过程中引锭杆头部会因为达到熔点而熔化，从而与熔体镓-铟-锡（Ga-In-Sn）液致密结合，实现连铸。还有另一种情况是，引锭杆头部在固液界面以下的位置，这时引锭杆头部不能熔化，使熔体在凝固时会出现不能与引锭杆较好结合的情况，这样铸锭凝固在结晶器型腔中，因为没有足够的牵引力， 故不能随引锭杆一起运动。所以当引锭杆自行运动出密封圈时，就出现漏金属液的事故。为了避免这种现象的发生，将引锭杆头部设计成铆钉形状，即使熔体不能与引锭杆头部充分结合，也可借助铸坯与引锭杆头的机械摩擦力将铸锭导出，完成拉坯。(6)拉坯速度的确定与控制镓-铟-锡（Ga-In-Sn）定向凝固过程中，连铸初始阶段的速度变化是一个逐步加快到稳定的过程。在镓-铟-锡（Ga-In-Sn）定向凝固过程中，拉坯速度通过对固液界面位置与形状的影响，进而影响铸锭的表面质量与凝固组织，所以对于拉坯速度的控制就显得尤为重要。拉速过快，将会导致结晶器温度升高，易出现拉漏事故：拉速过慢，易发牛铸锭在结晶器内冻死或拉不动等现象。(7)熔体温度的确定镓-铟-锡（Ga-In-Sn）定向凝固过程中熔体需要有一定的过热度，以保证熔体良好的流动性和好的充型能力。考虑到实验中结晶器出口温度的要求和冷却距离的关系，为能保证固液界面前沿液相中存在较高的温度梯度，以及结晶器和石墨坩埚的使用寿命以及炉体的保护等问题，将熔体的温度控制在12501300左右。熔体温度不能过低，太低则不利于连铸的进行。(8)冷却能力的确定冷却距离和冷却水量综合起来对铸锭的冷却作用称之为冷却能力。冷却距离是喷水区上沿距结晶器出口的距离，据生产经验得出冷却距离为96mm时能较好的实现镓-铟-锡（Ga-In-Sn）定向凝固。冷却水的作用是形成强制的定向凝固条件，产牛高的温度梯度，维持固液界面为所希望的形状。冷却水流量需根据热平衡原理计算。则冷却循环水流量控制为O1000mlmin连续可调。图2-2镓-铟-锡（Ga-In-Sn）定向凝固系统构成示意框图第三章 镓-铟-锡（Ga-In-Sn）定向凝固设备设计31加热方式的确定常用的加热方式有电阻加热和感应加热。因感应加热有高效、节能、轻便加热效率高的特点，再加上连铸的金属熔点较高，采用电阻加热就必须用特殊的发热体(石墨、碳化硅等)，故则选用感应加热方式。32 熔化炉体、线圈及升降机构的设计321熔化炉体的设计因为高纯石墨坩埚具有以下优点：优异的导电性、导热性，熔沸点高，耐腐蚀性强，抗热振和机械振动能力强，所以炉体内部跟金属液体接触的高温部分均采用高纯石墨制成。为了能使通以大电流的感应线圈正常运行，线圈一般都是通水冷却。而熔化镓-铟-锡（Ga-In-Sn）液，坩埚温度可能高达1400。C，为避免坩埚的热量被水冷线圈大量带走， 同时又要防止线圈的绝缘烧坏，坩埚的外面必须考虑加绝热陶瓷保护套。绝热陶瓷保护套外周与感应线圈之间再塞一层陶瓷棉和电绝缘的云母片，既固定坩埚与感应线圈位置，又能有效的防止热量损失。坩埚相关尺寸的确定： 1) 坩埚有效容积式中，液态金属的密度即镓-铟-锡（Ga-In-Sn）液的密度； 熔融金属重量(t)。代入公式则：。2)坩埚内径 式中，y金属液高度与坩埚内径之比，取d2=9cm。则金属液高度=Yd2=11.52cm ，取=12cm 3)感应线圈内径, 取=3cm 即：dl=15cm 4)感应线圈高度 初选：即5)坩埚高度取=16cm。322感应线圈的设计感应线圈即感应器是加热系统将能量传输到载体的一环，当电源和载体都确定的情况下，感应线圈的设计关系到整个加热系统的加热效率。在进行感应加热时，感应线圈因为自身的电阻也会在大电流的情况下发热， 如果不加以冷却，会导致感应线圈不断升温，感应线圈温度在不断上升的时候电阻率也不断的上升，导致更严重的温升。为了防止感应线圈温度过高，线圈一般通水冷却，这样可以有效的降低感应线圈的温度，并且提高线圈载流密度。感应线圈的设计参数主要有以下几个：感应线圈的内径，感应线圈的高度，感应线圈的截面镓-铟-锡（Ga-In-Sn）壁厚度，感应线圈截面直径和感应线圈的匝数。感应线圈的内径dl和高度氟，下面计算其他三个丰要参数。1) 感应器中电流的透入深度式中，在工作温度下感应器镓-铟-锡（Ga-In-Sn）管的电阻率； 感应器镓-铟-锡（Ga-In-Sn）管的相对导磁率。f供电电源频率，f=50Hz。2)金属炉料内的电流透入深度式中，金属炉料在工作温度范围内的电阻率的平均值；金属炉料工业纯镓-铟-锡（Ga-In-Sn）的相对磁导率。3)单匝系统的感应器铜管电阻式中，感应器匝间绝缘填充系数，一般取080092，取086 。4)单匝系统的感应器电抗5)单匝系统的金属炉料电阻式中：金属炉料直径，即坩埚内径(cm)； 系数，查图表得，=034 被感应器包围的金属炉料高度(cm)。6)单匝系统的金属炉料电抗式中：Pf系数，查图表得Pf=08。7)单匝系统的间隙电抗将前述个参数代入公式即可。8)单匝系统的外部磁路电抗式中：电抗修正系数。9）炉料参数折算到感应器侧的折算系数a 10)单匝系统的“感应器金属炉料”系统的电阻R11)单匝系统的“感应器金属炉料系统的电抗X12)单匝系统的“感应器金属炉料”系统的阻抗Z 13)“感应器金属炉料”系统的电效率141“感应器金属炉料”系统的功率因数15)感应器的输入功率名式中：16)感应器的匝数 式中：感应器端电压(V)，当感应器为一段时； 额定电压，当感应器为两段线圈并联连接时则以=2u。17)感应线圈的截面壁厚对于截面厚度的选择，主要考虑到电流的环状效应。即工作时电流的透入深度。机械强度和加工方便我们选择壁厚为lmm。18)感应线圈截面直径图3-3感应线圈尺寸及造型图 34定向凝固结晶的定向热流区的构成和各部件的设计341定向热流形成区的热端部件的设计定向热流区是铸坯定向凝固形成的核心部位，定向热流区形成的主要部件结构中，定向热流区热端紧挨连铸坩埚的下方，其内芯是一个有一定内腔形状的热铸型，采用高纯石墨料制成，并要求内腔光洁度达到镜面。金属液进入其内腔，由它形成金属坯棒形状。热端的热量由感应线圈产生的电磁场加热的热端加热圈提供，温度应精确控温，控温精度在1。通过热端与冷却端在高纯石墨内芯中形成一具有定向热流的单向温度梯度场，使金属液在其中定向凝固形成金属坯棒。为了防止侧向散热损失，需在定向热流区的外围注一层高性能的耐火水泥绝热层，并在装炉时，在耐火水泥绝热层外围再包裹保温棉及耐火纤维碳毡。 342定向热流形成区的冷端部件的设计定向热流冷端为一水冷镓-铟-锡（Ga-In-Sn）盘。定向热流区的高纯石墨内芯下端插在中心，镓-铟-锡（Ga-In-Sn）盘内的冷却水将高纯石墨内芯从热端传过来的热量带走，在定向热流区的高纯石墨内芯中形成单向的温度梯度场。水冷镓-铟-锡（Ga-In-Sn）盘设计了一电磁屏蔽环，具有电磁屏蔽的作用，可把上方感应线圈的电磁场对高纯石墨内芯中形成的定向热流区的影响降低到最低程度。再加上高纯石墨内芯外的高性能的绝热层，有效地防止该区的侧向热流损失，从而，确保了在该区的金属液实现定向凝固的基木条件。35线坯牵引机构的设计牵引机构是牵引系统的丰要组成部分，也是整个连续定向凝固设备的重要组成部分，牵引机构的驱动力是直流电动机，直流电动机通过减速机与牵引机构的驱动轴相连接，驱动轴带动主动轮转动，主动轮通过摩擦力带动引锭杆向下运动。有些时候拉力太小不能带动引锭杆向下运动，这是由于拉棒与滑轮间的摩擦力太小。为了增加摩擦力，我们采用了弹簧压紧装置，通过调节弹簧压紧装置来调节滑轮与拉棒间的正压力，从而达到调节摩擦力的目的。牵引机构与感应炉之间的唯一联系就是引锭杆，这中间存在一个对中的问题。二者之间的对中性能好，引锭杆与坩埚之间的摩擦力就小，铸棒就容易被引出。为了容易对中，牵引机构与铸棒之间采用两对滑轮配合，这样通过两点确定一线的原理确定拉棒的位置，然后再通过改变感应炉的位置来调节坩埚与与铸棒间的配合。牵引机构的功能是牵引铸棒向下运动，将已凝固部分从结晶器中引出并且引导金属液体向一个方向凝固，使温度朝一个方向降低。又因为在引出的过程中，感应炉的温度保持不变，感应炉内的金属液体的温度始终在结晶温度以上，里面的金属液体不能结晶。而外面的铸棒的温度在冷却水的作用下急剧下降，从而形成很高的温度梯度，达到定向凝固的目的。牵引速度的范围满足40-250mmmin连续可调。36保护气氛的形成系统及结构设计361真空泵的选型在真空容器中烧成制品或处理工件的热加工设备称为真空炉，采用真空熔炼，能够有效保护金属熔体不受氧化，有脱气、脱脂等作用。真空熔炼因为有脱气作用而能提高铸锭的机械性能。本试验设备的炉体部分采用了真空熔炼氩气保护系统，即在金属材料熔炼保温阶段炉膛内处于真空状态，连铸开始到试验结束这一阶段炉内处于氩气保护状态。通常按照真空度的标准值差别将真空分为四类： 低真空 、中真空 、高真空、 超高真空。本次设计设备的熔炼保温炉的真空度设计要求为高真空。362真空炉壳的设计本设备真空炉壳设计成圆筒形结构，其强度和稳定性都比较好，因为本设备熔炼保温炉尺寸为口200300mm，直径比较小(小于800mm)，所以炉底和炉盖均设计成平板形。炉壳材料采用性能良好的轧制钢板，本设备选用不锈钢板，炉壳采用双层水冷结构，冷却水是循环水。在真空熔炼氩气保护定向凝固试验设备的炉体设计中，一个核心环节就是炉体的隔热效果要好，因为在真空熔炼的条件下，炉内的热量传递主要依靠辐射形式来进行，此时，如果隔热屏设计达不到要求，则炉内散热加快，导致金属材料熔炼时间延长甚至无法熔化，影响定向凝固试验的顺利进行。对于间歇牛产的真空感应电炉，炉衬常用隔热屏，它能提高炉温上限，在高真空状态下工作，可快速升温或冷却，完全符合定向凝固试验设备的隔热要求。本设备采用的隔热屏为耐火纤维石墨毡和碳毡，这类隔热屏能耐高温、密度低、蓄热少、导热小，炉子温度场均匀，价格较低。363保护气体的供气系统的构成保护气体供气系统由抽真空用的真空泵、真空计、氛气瓶、阀门、空气压缩机和密封用的密封部件及连接真空泵与炉体的管道组成。第四章 结论低温液态金属冷却（LMC）结晶器设备主要包括熔化加热系统、定向热流区、牵引系统、真空系统、气氛保护系统及工控系统等。熔化加热系统部分采用了高频感应加热装置，该加热装置受工控系统的控制，功率可调，完成坩埚内金属的熔化和保温以及定向热流区热端石墨套的加热。定向热流区是由热端、隔热段和冷端组成。定向热流区热端为一温度可控的感应加热石墨套；定向热流区的冷端是一带有电磁屏蔽环的水冷镓-铟-（Ga-In-Sn）盘；冷热端之间是由电磁屏蔽环隔离的由绝热材料组成的隔热段。在定向热流区设置了结晶器，液体金属通过这结晶器实现定向凝固，形成体。牵引系统由一精密控速的交流伺服系统和相关的机械传动装置组成。可实现牵引速度在40-250mmmin连续可调，达到24小时连续工作，速度波动不大于05。受工控系统的控制，可实现速度的自动调节，完成连铸开始的引晶阶段的变速牵引。真空系统和气氛保护系统联合，实现真空炉壳内真空度。采用抽气一充气方法形成保护气氛，实现在保护气氛下完成连铸全过程。本论文是为了研究金属定向凝固设备的开发这一瓶颈而做了上述工作。希望金属材料的工业化方向能得到更多人的重视，加快工业化的进程。参考文献1田莳，李秀臣，刘正堂金属物理性能M北京：冶金工业出版社，1994 2姚连增编晶体生长基础M合肥：中国科学技术大学出版社，1995 3胡汉起主编金属凝固原理M北京机械工业出版社2000 4周尧和胡壮麒介万奇，编著凝固技术北京：机业出版社，1998 5大野笃美著，邢建东译，金属的凝固一理论、实践及应用北京：机械上业出版 20026许振明，李金山，李建国，连铸工艺参数的匹配及其对铸棒表面质量和组织的影响J中国有色金属学报，1999 7范新会，李建国，傅恒志定向凝固铝线材的导电性能J中国有色金属学报1999 8余业球，黎沃光，陈先朝CuAlNi形状记忆合金的热型连铸J特种铸造及有色合金2001 9岳留振，倪锋，张永振等热型连铸技术的发展与应用铸造设备研究2004， 10黎沃光热型连续铸造法的原理及应用J铸造，1996 11许振明，李建国，傅恒志OCC技术研究现状及其进展J特种铸造及有色合金，1999 12徐华苹，朱明，宋高峰，毛协民，李重河CuA1-NiBe合金的形状记 13胡汉起主编金属凝固原理北京机械工业出版社200014许振明，耿关祥，李建国镓-铟-锡（Ga-In-Sn）定向凝固过程中固液界面位置和形状的数值分析上海交通大学学报2001 15常围威，王建中编著金属凝固过程中的晶体生长与控制M北京：冶金工业出版社。2002 16李恩琪，殷经星等著铸造用感应电炉M北京：机械工业出版社，1997.致谢本论文是在指导老师悉心指导下完成，从论文的选题至撰写都凝聚着老师的心血和汗水。值此毕业之际，我将表达我心中的感谢。首先要衷心的感谢指导老师，老师治学严谨、知识渊博、思想深邃，并且具有丰富的科研及教学经验。近三年里，他对我言传身教，传授给我丰富深入的理论知识，培养我的动手能力，使我在各方面有了显著提高。同时，他在平时的工作和牛活中，向我展示了一位科学工作者的拼搏精神和坚韧品质，为我以后的工作学习树立了好榜样。其次，还要感谢我的男朋友、同学，感谢他们这几年在学习和生活上对我的关心、帮助和支持。最后深深地感谢远在家乡的父母及亲戚朋友，在我整个学习阶段给予我的支持、鼓励和鞭策，使我有信心顺利地完成整个学业。附录I 外文文献翻译估计导致工程几何分析错误的一个正式理论SankaraHariGopalakrishnan，KrishnanSuresh机械工程系，威斯康辛大学，麦迪逊分校，2006年9月30日摘要：几何分析是著名的计算机辅助设计/计算机辅助工艺简化 “小或无关特征”在CAD模型中的程序，如有限元分析。然而，几何分析不可避免地会产生分析错误，在目前的理论框架实在不容易量化。本文中，我们对快速计算处理这些几何分析错误提供了严谨的理论。尤其，我们集中力量解决地方的特点，被简化的任意形状和大小的区域。提出的理论采用伴随矩阵制定边值问题抵达严格界限几何分析性分析错误。该理论通过数值例子说明。关键词:几何分析;工程分析;误差估计;计算机辅助设计/计算机辅助教学1. 介绍机械零件通常包含了许多几何特征。不过，在工程分析中并不是所有的特征都是至关重要的。以前的分析中无关特征往往被忽略，从而提高自动化及运算速度。举例来说，考虑一个刹车转子，如图1(a)。转子包含50多个不同的特征，但所有这些特征并不是都是相关的。就拿一个几何化的刹车转子的热量分析来说，如图1(b)。有限元分析的全功能的模型如图1(a)，需要超过150,000度的自由度，几何模型图1(b)项要求小于25，000个自由度，从而导致非常缓慢的运算速度。图1(a)刹车转子 图1(b)其几何分析版本除了提高速度，通常还能增加自动化水平，这比较容易实现自动化的有限元网格几何分析组成。内存要求也跟着降低，而且条件数离散系统将得以改善;后者起着重要作用迭代线性系统。但是，几何分析还不是很普及。不稳定性到底是“小而局部化”还是“大而扩展化”，这取决于各种因素。例如，对于一个热问题，想删除其中的一个特征，不稳定性是一个局部问题:(1)净热通量边界的特点是零。(2)特征简化时没有新的热源产生; 4对上述规则则例外。展示这些物理特征被称为自我平衡。结果，同样存在结构上的问题。从几何分析角度看，如果特征远离该区域，则这种自我平衡的特征可以忽略。但是，如果功能接近该区域我们必须谨慎，。从另一个角度看，非自我平衡的特征应值得重视。这些特征的简化理论上可以在系统任意位置被施用,但是会在系统分析上构成重大的挑战。目前，尚无任何系统性的程序去估算几何分析对上述两个案例的潜在影响。这就必须依靠工程判断和经验。在这篇文章中，我们制定了理论估计几何分析影响工程分析自动化的方式。任意形状和大小的形体如何被简化是本文重点要解决的地方。伴随矩阵和单调分析这两个数学概念被合并成一个统一的理论来解决双方的自我平衡和非自我平衡的特点。数值例子涉及二阶scalar偏微分方程，以证实他的理论。本文还包含以下内容。第二节中，我们就几何分析总结以往的工作。在第三节中，我们解决几何分析引起的错误分析，并讨论了拟议的方法。第四部分从数值试验提供结果。第五部分讨论如何加快设计开发进度。2. 前期工作几何分析过程可分为三个阶段:识别:哪些特征应该被简化；简化：如何在一个自动化和几何一致的方式中简化特征；分析:简化的结果。第一个阶段的相关文献已经很多。例如，企业的规模和相对位置这个特点，经常被用来作为度量鉴定。此外，也有人提议以有意义的力学判据确定这种特征。自动化几何分析过程，事实上，已成熟到一个商业化几何分析的地步。但我们注意到，这些商业软件包仅提供一个纯粹的几何解决。因为没有保证随后进行的分析错误，所以必须十分小心使用。另外，固有的几何问题依然存在，并且还在研究当中。本文的重点是放在第三阶段，即快速几何分析。建立一个有系统的方法，通过几何分析引起的误差是可以计算出来的。再分析的目的是迅速估计改良系统的反应。其中最著名的再分析理论是著名的谢尔曼-Morrison和woodbury公式。对于两种有着相似的网状结构和刚度矩阵设计，再分析这种技术特别有效。然而，过程几何分析在网状结构的刚度矩阵会导致一个戏剧性的变化，这与再分析技术不太相关。3. 拟议的方法3.1问题阐述我们把注意力放在这个文件中的工程问题，标量二阶偏微分方程式(pde): 许多工程技术问题，如热，流体静磁等问题，可能简化为上述公式。作为一个说明性例子，考虑散热问题的二维模块如图2所示。图2二维热座装配热量q从一个线圈置于下方位置列为coil。半导体装置位于device。这两个地方都属于，有相同的材料属性，其余将在后面讨论。特别令人感兴趣的是数量，加权温度Tdevice内device(见图2)。一个时段，认定为slot缩进如图2，会受到抑制，其对Tdevice将予以研究。边界的时段称为slot其余的界线将称为。边界温度假定为零。两种可能的边界条件slot被认为是:(a)固定热源，即(-kt)n=q，(b)有一定温度，即T=Tslot。两种情况会导致两种不同几何分析引起的误差的结果。设T(x，y)是未知的温度场和K导热。然后，散热问题可以通过泊松方程式表示:其中H(x，y)是一些加权内核。现在考虑的问题是几何分析简化的插槽是简化之前分析，如图3所示。图3defeatured二维热传导装配模块现在有一个不同的边值问题，不同领域t(x，y):观察到的插槽的边界条件为t(x，y)已经消失了，因为槽已经不存在了（关键性变化）!解决的问题是:设定tdevice和t(x，y)的值，估计Tdevice。这是一个较难的问题，是我们尚未解决的。在这篇文章中，我们将从上限和下限分析Tdevice。这些方向是明确被俘引理3、4和3、6。至于其余的这一节，我们将发展基本概念和理论，建立这两个引理。值得注意的是，只要它不重叠，定位槽与相关的装置或热源没有任何限制。上下界的Tdevice将取决于它们的相对位置。3.2伴随矩阵方法我们需要的第一个概念是，伴随矩阵公式表达法。应用伴随矩阵论点的微分积分方程，包括其应用的控制理论，形状优化，拓扑优化等。我们对这一概念归纳如下。相关的问题都可以定义为一个伴随矩阵的问题，控制伴随矩阵t_(x，y)，必须符合下列公式计算23:伴随场t_(x，y)基本上是一个预定量，即加权装置温度控制的应用热源。可以观察到，伴随问题的解决是复杂的原始问题;控制方程是相同的;这些问题就是所谓的自身伴随矩阵。大部分工程技术问题的实际利益，是自身伴随矩阵，就很容易计算伴随矩阵。另一方面，在几何分析问题中，伴随矩阵发挥着关键作用。表现为以下引理综述:引理3.1已知和未知装置温度的区别，即(Tdevice-tdevice)可以归纳为以下的边界积分比几何分析插槽:在上述引理中有两点值得注意:1、积分只牵涉到边界slot;这是令人鼓舞的。或许，处理刚刚过去的被简化信息特点可以计算误差。2、右侧牵涉到的未知区域T(x，y)的全功能的问题。特别是第一周期涉及的差异，在正常的梯度，即涉及-k(T-t) n;这是一个已知数量边界条件-ktn所指定的时段，未知狄里克莱条件作出规定-ktn可以评估。在另一方面，在第二个周期内涉及的差异，在这两个领域，即T管; 因为t可以评价，这是一个已知数量边界条件T指定的时段。因此。引理3.2、差额(tdevice-tdevice)不等式然而，伴随矩阵技术不能完全消除未知区域T(x，y)。为了消除T(x，y)我们把重点转向单调分析。3.3单调性分析单调性分析是由数学家在19世纪和20世纪前建立的各种边值问题。例如，一个单调定理:添加几何约束到一个结构性问题，是指在位移(某些)边界不减少。观察发现，上述理论提供了一个定性的措施以解决边值问题。后来，工程师利用之前的“计算机时代”上限或下限同样的定理，解决了具有挑战性的问题。当然，随着计算机时代的到来，这些相当复杂的直接求解方法已经不为人所用。但是，在当前的几何分析，我们证明这些定理采取更为有力的作用，尤其应当配合使用伴随理论。我们现在利用一些单调定理，以消除上述引理T(x，y)。遵守先前规定，右边是区别已知和未知的领域，即T(x，y)-t(x，y)。因此，让我们在界定一个领域E(x，y)在区域为:e(x，y)=t(x，y)-t(x，y)。据悉，T(x，y)和T(x，y)都是明确的界定，所以是e(x，y)。事实上，从公式(1)和(3)，我们可以推断，e(x，y)的正式满足边值问题:解决上述问题就能解决所有问题。但是，如果我们能计算区域e(x，y)与正常的坡度超过插槽，以有效的方式，然后(Tdevice-tdevice)，就评价表示e(X，Y)的效率，我们现在考虑在上述方程两种可能的情况如(a)及(b)。例(a)边界条件较第一插槽，审议本案时槽原本指定一个边界条件。为了估算e(x，y)，考虑以下问题:因为只取决于缝隙，不讨论域，以上问题计算较简单。经典边界积分/边界元方法可以引用。关键是计算机领域e1(x，y)和未知领域的e(x，y)透过引理3.3。这两个领域e1(x，y)和e(x，y)满足以下单调关系:把它们综合在一起，我们有以下结论引理。引理3.4未知的装置温度Tdevice，当插槽具有边界条件，东至以下限额的计算，只要求:(1)原始及伴随场T和隔热与几何分析域(2)解决e1的一项问题涉及插槽:观察到两个方向的右侧，双方都是独立的未知区域T(x，y)。例(b) 插槽Dirichlet边界条件我们假定插槽都维持在定温Tslot。考虑任何领域，即包含域和插槽。界定一个区域e(x，y)在满足:现在建立一个结果与e-(x，y)及e(x，y)。引理3.5注意到，公式(7)的计算较为简单。这是我们最终要的结果。引理3.6 未知的装置温度Tdevice，当插槽有Dirichlet边界条件，东至以下限额的计算，只要求:(1)原始及伴随场T和隔热与几何分析。(2) 围绕插槽解决失败了的边界问题，:再次观察这两个方向都是独立的未知领域T(x，y)。4. 数值例子说明我们的理论发展，在上一节中，通过数值例子。设k = 5W/mC, Q = 10 W/m3 and H = 。表1:结果表表1给出了不同时段的边界条件。第一装置温度栏的共同温度为所有几何分析模式(这不取决于插槽边界条件及插槽几何分析)。接下来两栏的上下界说明引理3.4和3.6。最后一栏是实际的装置温度所得的全功能模式(前几何分析)，是列在这里比较前列的。在全部例子中，我们可以看到最后一栏则是介于第二和第三列。T Tdevice T对于绝缘插槽来说，Dirichlet边界条件指出，观察到的各种预测为零。不同之处在于这个事实:在第一个例子，一个零Neumann边界条件的时段，导致一个自我平衡的特点，因此，其对装置基本没什么影响。另一方面，有Dirichlet边界条件的插槽结果在一个非自我平衡的特点，其缺失可能导致器件温度的大变化在。不过，固定非零槽温度预测范围为20度到0度。这可以归因于插槽温度接近于装置的温度，因此，将其删除少了影响。的确，人们不难计算上限和下限的不同Dirichlet条件插槽。图4说明了变化的实际装置的温度和计算式。预测的上限和下限的实际温度装置表明理论是正确的。另外，跟预期结果一样，限制槽温度大约等于装置的温度。5. 快速分析设计的情景我们认为对所提出的理论分析什么-如果的设计方案，现在有着广泛的影响。研究显示设计如图5，现在由两个具有单一热量能源的器件。如预期结果两设备将不会有相同的平均温度。由于其相对靠近热源，该装置的左边将处在一个较高的温度，。图4估计式versus插槽温度图图5双热器座图6正确特征可能性位置为了消除这种不平衡状况，加上一个小孔，固定直径;五个可能的位置见图6。两者的平均温度在这两个地区最低。强制进行有限元分析每个配置。这是一个耗时的过程。另一种方法是把该孔作为一个特征，并研究其影响，作为后处理步骤。换言之，这是一个特殊的“几何分析”例子，而拟议的方法同样适用于这种情况。我们可以解决原始和伴随矩阵的问题，原来的配置(无孔)和使用的理论发展在前两节学习效果加孔在每个位置是我们的目标。目的是在平均温度两个装置最大限度的差异。表2概括了利用这个理论和实际的价值。从上表可以看到，位置W是最佳地点，因为它有最低均值预期目标的功能。附录II 外文文献原文A formal theory for estimating defeaturing -induced engineering analysis errorsSankara Hari Gopalakrishnan, Krishnan SureshDepartment of Mechanical Engineering, University of Wisconsin, Madison, WI 53706, United StatesReceived 13 January 2006; accepted 30 September 2006AbstractDefeaturing is a popular CAD/CAE simplification technique that suppresses small or irrelevant features within a CAD model to speed-up downstream processes such as finite element analysis. Unfortunately, defeaturing inevitably leads to analysis errors that are not easily quantifiable within the current theoretical framework.In this paper, we provide a rigorous theory for swiftly computing such defeaturing -induced engineering analysis errors. In particular, we focus on problems where the features being suppressed are cutouts of arbitrary shape and size within the body. The proposed theory exploits the adjoint formulation of boundary value problems to arrive at strict bounds on defeaturing induced analysis errors. The theory is illustrated through numerical examples.Keywords: Defeaturing; Engineering analysis; Error estimation; CAD/CAE1. IntroductionMechanical artifacts typically contain numerous geometric features. However, not all features are critical during engineering analysis. Irrelevant features are often suppressed or defeatured, prior to analysis, leading to increased automation and computational speed-up.For example, consider a brake rotor illustrated in Fig. 1(a). The rotor contains over 50 distinct features, but not all of these are relevant during, say, a thermal analysis. A defeatured brake rotor is illustrated in Fig. 1(b). While the finite element analysis of the full-featured model in Fig. 1(a) required over 150,000 degrees of freedom, the defeatured model in Fig. 1(b) required 25,000 DOF, leading to a significant computational speed-up.Fig. 1. (a) A brake rotor and (b) its defeatured version.Besides an improvement in speed, there is usually an increased level of automation in that it is easier to automate finite element mesh generation of a defeatured component 1,2. Memory requirements also decrease, while condition number of the discretized system improves;the latter plays an important role in iterative linear system solvers 3.Defeaturing, however, invariably results in an unknown perturbation of the underlying field. The perturbation may be small and localized or large and spread-out, depending on various factors. For example, in a thermal problem, suppose one deletes a feature; the perturbation is localized provided: (1) the net heat flux on the boundary of the feature is zero, and (2) no new heat sources are created when the feature is suppressed; see 4 for exceptions to these rules. Physical features that exhibit this property are called self-equilibrating 5. Similarly results exist for structural problems.From a defeaturing perspective, such self-equilibrating features are not of concern if the features are far from the region of interest. However, one must be cautious if the features are close to the regions of interest.On the other hand, non-self-equilibrating features are of even higher concern. Their suppression can theoretically be felt everywhere within the system, and can thus pose a major challenge during analysis.Currently, there are no systematic procedures for estimating the potential impact of defeaturing in either of the above two cases. One must rely on engineering judgment and experience.In this paper, we develop a theory to estimate the impact of defeaturing on engineering analysis in an automated fashion. In particular, we focus on problems where the features being suppressed are cutouts of arbitrary shape and size within the body. Two mathematical concepts, namely adjoint formulation and monotonicity analysis, are combined into a unifying theory to address both self-equilibrating and non-self-equilibrating features. Numerical examples involving 2nd order scalar partial differential equations are provided to substantiate the theory.The remainder of the paper is organized as follows. In Section 2, we summarize prior work on defeaturing. In Section 3, we address defeaturing induced analysis errors, and discuss the proposed methodology. Results from numerical experiments are provided in Section 4. A by-product of the proposed work on rapid design exploration is discussed in Section 5. Finally, conclusions and open issues are discussed in Section 6.2. Prior workThe defeaturing process can be categorized into three phases:Identification: what features should one suppress?Suppression: how does one suppress the feature in an automated and geometrically consistent manner?Analysis: what is the consequence of the suppression?The first phase has received extensive attention in the literature. For example, the size and relative location of a feature is often used as a metric in identification 2,6. In addition, physically meaningful mechanical criterion/heuristics have also been proposed for identifying such features 1,7.To automate the geometric process of defeaturing, the authors in 8 develop a set of geometric rules, while the authors in 9 use face clustering strategy and the authors in 10 use plane splitting techniques. Indeed, automated geometric defeaturing has matured to a point where commercial defeaturing /healing packages are now available 11,12. But note that these commercial packages provide a purely geometric solution to the problem. they must be used with care since there are no guarantees on the ensuing analysis errors. In addition, open geometric issues remain and are being addressed 13.The focus of this paper is on the third phase, namely, post defeaturing analysis, i.e., to develop a systematic methodology through which defeaturing -induced errors can be computed. We should mention here the related work on reanalysis. The objective of reanalysis is to swiftly compute the response of a modified system by using previous simulations. One of the key developments in reanalysis is the famous ShermanMorrison and Woodbury formula 14 that allows the swift computation of the inverse of a perturbed stiffness matrix; other variations of this based on Krylov subspace techniques have been proposed 1517. Such reanalysis techniques are particularly effective when the objective is to analyze two designs that share similar mesh structure, and stiffness matrices. Unfortunately, the process of 几何分析 can result in a dramatic change in the mesh structure and stiffness matrices, making reanalysis techniques less relevant.A related problem that is not addressed in this paper is that of localglobal analysis 13, where the objective is to solve the local field around the defeatured region after the global defeatured problem has been solved. An implicit assumption in localglobal analysis is that the feature being suppressed is self-equilibrating.3. Proposed methodology3.1. Problem statementWe restrict our attention in this paper to engineering problems involving a scalar field u governed by a generic 2nd order partial differential equation (PDE):A large class of engineering problems, such as thermal, fluid and magneto-static problems, may be reduced to the above form.As an illustrative example, consider a thermal problem over the 2-D heat-block assembly illustrated in Fig. 2.The assembly receives heat Q from a coil placed beneath the region identified as coil. A semiconductor device is seated at device. The two regions belong to and have the same material properties as the rest of . In the ensuing discussion, a quantity of particular interest will be the weighted temperature Tdevice within device (see Eq. (2) below). A slot, identified as slot in Fig. 2, will be suppressed, and its effect on Tdevice will be studied. The boundary of the slot will be denoted by slot while the rest of the boundary will be denoted by . The boundary temperature on is assumed to be zero. Two possible boundary conditions on slot are considered: (a) fixed heat source, i.e., (-krT).n = q, or (b) fixed temperature, i.e., T = Tslot. The two cases will lead to two different results for defeaturing induced error estimation.Fig. 2. A 2-D heat block assembly.Formally,let T (x, y) be the unknown temperature field and k the thermal conductivity. Then, the thermal problem may be stated through the Poisson equation 18:Given the field T (x, y), the quantity of interest is:where H(x, y) is some weighting kernel. Now consider the defeatured problem where the slot is suppressed prior to analysis, resulting in the simplified geometry illustrated in Fig. 3.Fig. 3. A defeatured 2-D heat block assembly.We now have a different boundary value problem, governing a different scalar field t (x, y):Observe that the slot boundary condition for t (x, y) has disappeared since the slot does not exist any morea crucial change!The problem addressed here is:Given tdevice and the field t (x, y), estimate Tdevice without explicitly solving Eq. (1).This is a non-trivial problem; to the best of our knowledge,it has not been addressed in the literature. In this paper, we will derive upper and lower bounds for Tdevice. These bounds are explicitly captured in Lemmas 3.4 and 3.6. For the remainder of this section, we will develop the essential concepts and theory to establish these two lemmas. It is worth noting that there are no restrictions placed on the location of the slot with respect to the device or the heat source, provided it does not overlap with either. The upper and lower bounds on Tdevice will however depend on their relative locations.3.2. Adjoint methodsThe first concept that we would need is that of adjoint formulation. The application of adjoint arguments towards differential and integral equations has a long and distinguished history 19,20, including its applications in control theory 21,shape optimization 22, topology optimization, etc.; see 23 for an overview.We summarize below concepts essential to this paper.Associated with the problem summarized by Eqs. (3) and (4), one can define an adjoint problem governing an adjoint variable denoted by t_(x, y) that must satisfy the following equation 23: (See Appendix A for the derivation.)The adjoint field t_(x, y) is essentially a sensitivity map of the desired quantity, namely the weighted device temperature to the applied heat source. Observe that solving the adjoint problem is only as complex as the primal problem; the governing equations are identical; such problems are called self-adjoint. Most engineering problems of practical interest are self-adjoint, making it easy to compute primal and adjoint fields without doubling the computational effort.For the defeatured problem on hand, the adjoint field plays a critical role as the following lemma summarizes:Lemma 3.1. The difference between the unknown and known device temperature, i.e., (Tdevice tdevice), can be reduced to the following boundary integral over the defeatured slot:Two points are worth noting in the above lemma:1. The integral only involves the slot boundary slot; this is encouraging perhaps, errors can be computed by processing information just over the feature being suppressed.2. The right hand side however involves the unknown field T (x, y) of the full-featured problem. In particular, the first term involves the difference in the normal gradients, i.e.,involves k(T t). n; this is a known quantity if Neumann boundary conditions kT . n are prescribed over the slot since kt. n can be evaluated, but unknown if Dirichlet conditions are prescribed. On the other hand,the second term involves the difference in the two fields,i.e., involves (T t); this is a known quantity if Dirichlet boundary conditions T are prescribed over the slot since t can be evaluated, but unknown if Neumann conditions are prescribed. Thus, in both cases, one of the two terms gets evaluated. The next lemma exploits this observation.Lemma 3.2. The difference (Tdevice tdevice) satisfies the inequalitiesUnfortunately, that is how far one can go with adjoint techniques; one cannot entirely eliminate the unknown field T (x, y) from the right hand side using adjoint techniques. In order to eliminate T (x, y) we turn our attention to monotonicity analysis.3.3. Monotonicity analysisMonotonicity analysis was established by mathematicians during the 19th and early part of 20th century to establish the existence of solutions to various boundary value problems 24.For example, a monotonicity theorem in 25 states:“On adding geometrical constraints to a structural problem,the mean displacement over (certain) boundaries does not decrease”.Observe that the above theorem provides a qualitative measure on solutions to boundary value problems.Later on, prior to the computational era, the same theorems were used by engineers to get quick upper or lower bounds to challenging problems by reducing a complex problem to simpler ones 25. Of course, on the advent of the computer, such methods and theorems took a back-seat since a direct numerical solution of fairly complex problems became feasible.However, in the present context of defeaturing, we show that these theorems take on a more powerful role, especially when used in conjunction with adjoint theory.We will now exploit certain monotonicity theorems to eliminate T (x, y) from the above lemma. Observe in the previous lemma that the right hand side involves the difference between the known and unknown fields, i.e., T (x, y) t (x, y). Let us therefore define a field e(x, y) over the region as:e(x, y) = T (x, y) t (x, y) in .Note that since excludes the slot, T (x, y) and t (x, y) are both well defined in , and so is e(x, y). In fact, from Eqs. (1) and (3) we can deduce that e(x, y) formally satisfies the boundary value problem:Solving the above problem is computationally equivalent to solving the full-featured problem of Eq. (1). But, if we could compute the field e(x, y) and its normal gradient over the slot,in an efficient manner, then (Tdevice tdevice) can be evaluated from the previous lemma. To evaluate e(x, y) efficiently, we now consider two possible cases (a) and (b) in the above equation.Case (a) Neumann boundary condition over slotFirst, consider the case when the slot was originally assigned a Neumann boundary condition. In order to estimate e(x, y),consider the following exterior Neumann problem:The above exterior Neumann problem is computationally inexpensive to solve since it depends only on the slot, and not on the domain . Classic boundary integral/boundary element methods can be used 26. The key then is to relate the computed field e1(x, y) and the unknown field e(x, y) through the following lemma.Lemma 3.3. The two fields e1(x, y) and e(x, y) satisfy the following monotonicity relationship:Proof. Proof exploits triangle inequality. Piecing it all together, we have the following conclusive lemma.Lemma 3.4. The unknown device temperature Tdevice, when the slot has Neumann boundary conditions prescribed, is bounded by the following limits whose computation only requires: (1) the primal and adjoint fields t and t_ associated with the defeatured domain