白 亮 劉 軍 董俊慧 劉景順 楠 頂

(1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010051; 2.內(nèi)蒙古自治區(qū)石墨(烯)儲(chǔ)能與涂料重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010051)

2101節(jié)鎳型雙相不銹鋼采用立式連鑄工藝生產(chǎn)，其生產(chǎn)成本低、性能好，所以經(jīng)濟(jì)效益高，發(fā)展前景良好。目前，發(fā)達(dá)國(guó)家和地區(qū)已廣泛采用立式連鑄工藝生產(chǎn)高合金鋼，并開(kāi)發(fā)了大量新工藝技術(shù)。國(guó)內(nèi)立式連鑄生產(chǎn)工藝尚不成熟，還處于摸索階段，生產(chǎn)的鑄坯裂紋缺陷嚴(yán)重，產(chǎn)品合格率較低。鑄坯中產(chǎn)生裂紋的原因非常復(fù)雜，受工藝參數(shù)、組織、設(shè)備等諸多因素的影響，其中由于不合理的連鑄工藝所形成的熱應(yīng)力是鑄坯熱裂加劇的主要原因[1]。因此在連鑄生產(chǎn)中，為提高鑄坯質(zhì)量，應(yīng)盡量避免鑄坯中熱裂紋的產(chǎn)生，充分了解鑄坯在凝固過(guò)程中的熱應(yīng)力變化規(guī)律，從而選擇合理的連鑄工藝參數(shù)，從根本上避免熱裂紋的產(chǎn)生。

目前，研究者對(duì)連鑄坯熱應(yīng)力變化做了大量模擬研究，并取得了很多有意義的結(jié)論[2- 7]。但以往的計(jì)算模型多為長(zhǎng)度方向二維模型或截面三維切片模型，或以簡(jiǎn)化的短模型來(lái)研究鑄坯的應(yīng)力分布，忽略了鑄坯橫向或縱向應(yīng)力應(yīng)變的影響，顯然對(duì)模型進(jìn)行了較大的簡(jiǎn)化。鑄坯在冷卻過(guò)程中要發(fā)生體積膨脹或收縮，但由于鑄坯作為一個(gè)連續(xù)體，其內(nèi)部橫、縱向相互約束，使得鑄坯膨脹或收縮變形不能自由進(jìn)行，從而在鑄坯中產(chǎn)生熱應(yīng)力[8]。若忽略鑄坯的橫向或縱向應(yīng)力應(yīng)變，將引起鑄坯內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)的改變，使模擬結(jié)果與實(shí)際情況存在較大的差別。而短模型雖為三維模型，但只集中于研究結(jié)晶器內(nèi)凝固坯殼及結(jié)晶器銅板的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，模型較短，不能反映鑄坯在整個(gè)連鑄過(guò)程中熱應(yīng)力的分布規(guī)律。

本文立足于生產(chǎn)實(shí)際，利用商業(yè)有限元軟件ProCAST中三維彈- 塑性應(yīng)力模型對(duì)連鑄過(guò)程熱應(yīng)力分布進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。計(jì)算所用材料物性參數(shù)均采用實(shí)測(cè)值，并以此為基礎(chǔ)對(duì)鑄坯熱應(yīng)力分布規(guī)律、鑄坯裂紋高發(fā)部位及形成原因進(jìn)行了探討。

1 計(jì)算模型的建立

基本假設(shè)及計(jì)算條件：

(1)鑄坯為連續(xù)體；假設(shè)鑄坯在整個(gè)空間內(nèi)是連續(xù)的，內(nèi)部沒(méi)有空隙。

(2)材料為均勻的、具有各向同性，其高溫力學(xué)性能為溫度的函數(shù)；假設(shè)整個(gè)物體的所有部分都具有相同的物理性質(zhì)，即彈性模量、泊松比等不隨空間位置變化而變化，僅是溫度的函數(shù)。

(3)對(duì)稱面：假設(shè)二冷區(qū)鑄坯兩個(gè)相對(duì)外表面的冷卻條件一致，取鑄坯的1/4橫截面進(jìn)行計(jì)算。

(4)計(jì)算開(kāi)始判據(jù)：液相不發(fā)生形變，固相率小于0.5時(shí)，不進(jìn)行熱應(yīng)力計(jì)算。

2 模擬結(jié)果與討論

工廠實(shí)際生產(chǎn)中連鑄機(jī)工作拉速為1.0 m/min、過(guò)熱度為30 ℃，鑄坯長(zhǎng)度為13.66 m。在計(jì)算鑄坯溫度場(chǎng)的基礎(chǔ)上，對(duì)鑄坯不同特征部位的熱應(yīng)力分布進(jìn)行數(shù)值模擬。

2.1 鑄坯熱應(yīng)力分布規(guī)律

圖1(a、b)分別為鑄坯寬面中心及窄面中心的等效熱應(yīng)力和溫度隨鑄坯長(zhǎng)度方向的變化曲線。從圖1可見(jiàn)，鑄坯沿長(zhǎng)度方向存在3個(gè)熱應(yīng)力變化劇烈且數(shù)值較大的區(qū)域。其中距彎月面1 m范圍內(nèi)熱應(yīng)力變化劇烈且峰值較高的為區(qū)域1。連鑄過(guò)程中，鋼液在結(jié)晶器中快速冷卻，形成坯殼，鑄坯的中心和表面存在較大溫差，其凝固收縮速率差異較大，熱應(yīng)力快速形成。同時(shí)鑄坯出結(jié)晶器后冷卻強(qiáng)度降低，表面溫度快速回升而使得坯殼外表面膨脹，內(nèi)外體積變化的差異使坯殼表面熱應(yīng)力再次上升。其熱應(yīng)力在鑄坯出結(jié)晶器進(jìn)入足輥區(qū)后達(dá)到最大值。同時(shí)二冷區(qū)各段由于冷卻水量變化而造成的冷卻強(qiáng)度變化，使鑄坯表面溫度小幅回升，熱應(yīng)力出現(xiàn)較低的峰值。

圖1 鑄坯寬面中心及窄面中心溫度及等效應(yīng)力的分布曲線Fig.1 Distribution curves of temperature and equivalent stress at wide face and narrow surface centers of the slab

鑄坯通過(guò)足輥區(qū)后冷卻強(qiáng)度下降，表面小幅回溫，熱應(yīng)力逐漸降低。從圖1可見(jiàn)，距彎月面約3～6.5 m處熱應(yīng)力升高且變化劇烈的為區(qū)域2。圖2為鑄坯沿長(zhǎng)度方向熱應(yīng)力分布云圖及鑄坯厚度變化。從鑄坯外表面溫度分布看，其溫度均勻性降低，未出現(xiàn)大幅回升。但觀察鑄坯等效應(yīng)力云圖，并比較熱應(yīng)力劇烈變化的部位與凝固坯殼沿長(zhǎng)度方向的溫度變化發(fā)現(xiàn)，熱應(yīng)力變化劇烈的區(qū)域2出現(xiàn)的部位對(duì)應(yīng)于鑄坯中心進(jìn)入兩相區(qū)并開(kāi)始凝固的部位。由材料的實(shí)測(cè)熱膨脹系數(shù)變化曲線可知，進(jìn)入兩相區(qū)后，材料的熱膨脹系數(shù)急劇增大，所以板坯中心體積較大的液相開(kāi)始凝固時(shí)，體積收縮量較大，使鑄坯熱應(yīng)力升高，形成了第2個(gè)熱應(yīng)力劇烈變化的區(qū)域。

圖2 鑄坯等效熱應(yīng)力、溫度分布及坯殼厚度云圖Fig.2 Cloud charts of equivalent thermal stress, temperature distributions and shell thickness of the slab

鑄坯角部溫度及熱應(yīng)力沿拉坯方向的變化如圖3所示?？梢?jiàn)，鑄坯角部的熱應(yīng)力值遠(yuǎn)高于其他部位。這是因?yàn)殍T坯角部同時(shí)受寬面和窄面的二維冷卻，其冷卻強(qiáng)度遠(yuǎn)大于鑄坯其他部位，導(dǎo)致角部冷卻速率最快，從而產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力。鑄坯通過(guò)二冷區(qū)后，角部溫度回升很小，鑄坯溫度均勻且緩慢下降，熱應(yīng)力逐漸降低。鑄坯角部并未出現(xiàn)如鑄坯寬面處熱應(yīng)力劇烈變化的區(qū)域2，這是由于鑄坯中心凝固時(shí)，其窄面及角部已凝固坯殼較厚且強(qiáng)度較高，所以相比于寬面，鑄坯中心體積強(qiáng)烈收縮，對(duì)角部熱應(yīng)力影響較小。

圖3 鑄坯角部溫度及等效熱應(yīng)力沿拉坯方向分布曲線Fig.3 Distribution curves of temperature and equivalent thermal stress of the slab corner along the withdrawing direction

第3個(gè)熱應(yīng)力變化劇烈的區(qū)域在鑄坯距彎月面約8 m至二冷末端范圍內(nèi)，如圖1及圖3中區(qū)域3所示。分析材料熱膨脹系數(shù)可知，在550～750 ℃及950～1 125 ℃，材料的熱膨脹系數(shù)變化較大，即鑄坯在這兩個(gè)溫度區(qū)間的體積收縮率變化速率較大。計(jì)算中采用該曲線確定材料基礎(chǔ)物性參數(shù)，因此，當(dāng)鑄坯不同部位進(jìn)入這兩個(gè)溫度區(qū)時(shí)，其固相收縮的速率差增大，從而出現(xiàn)第3個(gè)熱應(yīng)力劇烈變化的區(qū)域。

2.2 熱裂紋高發(fā)部位

2.2.1 鑄坯角部

從圖3可以看出，區(qū)域1即足輥區(qū)鑄坯角部的熱應(yīng)力峰值約為40 MPa，此時(shí)其外表面溫度低于750 ℃，由2101雙相不銹鋼的高溫力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果可知，750 ℃時(shí)鋼的抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)高于200 MPa，因此該熱應(yīng)力作用不足以使鑄坯形成裂紋。但在鑄坯角部沿對(duì)角線向坯殼內(nèi)部方向的溫度梯度很大，溫度快速上升，材料強(qiáng)度大幅下降，鑄坯角部附近的熱應(yīng)力值很容易超過(guò)材料在該溫度下的強(qiáng)度極限，產(chǎn)生內(nèi)部裂紋。計(jì)算發(fā)現(xiàn)，坯殼角部的熱應(yīng)力在對(duì)角線方向相互疊加產(chǎn)生拉應(yīng)力，如圖4所示。圖4(a)為距彎月面1.13 m處鑄坯橫截面內(nèi)平均正應(yīng)力及熱裂趨勢(shì)云圖，圖4(b)為圖4(a)中虛線處鑄坯表面向內(nèi)部的溫度及正應(yīng)力分布曲線。其中熱裂趨勢(shì)云圖根據(jù)商業(yè)有限元軟件ProCAST的熱裂模塊計(jì)算得出，其結(jié)果可定性地說(shuō)明鑄件產(chǎn)生熱裂的位置及概率，具體模型的推導(dǎo)過(guò)程可參考文獻(xiàn)[9- 11]。值得說(shuō)明的是，判據(jù)中塑性應(yīng)變強(qiáng)烈地依賴于材料本身的力學(xué)性能，特別是高溫力學(xué)性能，因此該熱裂指數(shù)只能應(yīng)用于同種材料不同工藝下熱裂傾向的比較，而不同材料間的對(duì)比沒(méi)有意義。從圖4(a)可以看出，雖然鑄坯角部外表面承受的熱應(yīng)力較大，但是該部位鑄坯溫度較低、強(qiáng)度較高，不易產(chǎn)生熱裂紋。

從圖4(b)可以看出，鑄坯外表面向內(nèi)部的應(yīng)力狀態(tài)逐漸由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，在距表面11 mm處壓應(yīng)力達(dá)到最大值約16 MPa，而在距表面22 mm對(duì)角線處壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)榧s5 MPa的拉應(yīng)力，此處即為寬面與窄面鑄坯凝固收縮時(shí)相互作用而產(chǎn)生拉應(yīng)力的區(qū)域，該區(qū)域溫度約1 200 ℃，抗拉強(qiáng)度低，易產(chǎn)生角部熱裂紋，如熱裂趨勢(shì)云圖中虛線區(qū)域所示。該部位受拉應(yīng)力作用，同時(shí)由鑄坯組織生長(zhǎng)特點(diǎn)可知，鑄坯對(duì)角線為兩側(cè)柱狀晶生長(zhǎng)相遇部位，其組織結(jié)合松散、具有方向性、偏析嚴(yán)重，力學(xué)性能較差，極易出現(xiàn)如圖5所示的角部裂紋。圖5為實(shí)際生產(chǎn)中發(fā)生漏鋼事故的鑄坯照片。Thomas等[12]研究了拉速對(duì)鑄坯角部應(yīng)力狀態(tài)的影響，并提出了提高拉速將增大鑄坯角部裂紋形成的概率。鑄坯角部?jī)?nèi)裂紋的出現(xiàn)主要是由于兩側(cè)溫度梯度較大，產(chǎn)生了較大的拉應(yīng)力，因此在連鑄過(guò)程中應(yīng)適當(dāng)降低拉速，同時(shí)在兩側(cè)靠近角部位置適當(dāng)減少冷卻水量。

2.2.2 鑄坯中心

圖4 距彎月面1.13 m處鑄坯橫截面內(nèi)平均正應(yīng)力及熱裂趨勢(shì)云圖Fig.4 Average normal stress distribution and cloud chart of hot cracking tendency in cross section of the slab at 1.13 m from meniscus

圖5 漏鋼坯殼角部裂紋[12]Fig.5 Corner crack of the breakout strand[12]

鑄坯中心處于固液兩相區(qū)時(shí)，其強(qiáng)度低、補(bǔ)縮差，通常是中間裂紋形成與發(fā)展的區(qū)域。當(dāng)鋼液溫度降到固相線溫度以上20～30 ℃或凝固分?jǐn)?shù)約90%時(shí)，樹(shù)枝晶開(kāi)始相互接觸，使其能承受微小的拉應(yīng)力，但斷面收縮率仍為零，凝固前沿及枝晶間極易脆斷。只有當(dāng)溫度低于固相線以下30～50 ℃時(shí)，固體塑性才開(kāi)始上升。Kim等[13]、Davies等[14]、Clyne等[15]研究認(rèn)為，應(yīng)在鋼的高溫脆性溫度區(qū)，即零強(qiáng)度與零塑性溫度區(qū)間插入粘滯性溫度區(qū)LIT(liquid impenetrable temperature)，從而將兩相區(qū)劃分為可補(bǔ)縮區(qū)與裂紋形成區(qū)，并將該溫度界限定為固相分?jǐn)?shù)fs為0.9時(shí)所對(duì)應(yīng)的溫度。在補(bǔ)縮區(qū)，液相仍可及時(shí)補(bǔ)償晶界內(nèi)凝固收縮，抑制或修復(fù)裂紋；而在裂紋區(qū)，搭橋的樹(shù)枝晶阻礙了剩余液相的補(bǔ)充，產(chǎn)生的微小裂紋無(wú)法得到及時(shí)補(bǔ)充而愈合，成為裂紋源。圖6為鑄坯中心等效熱應(yīng)力及溫度分布曲線。從圖6可見(jiàn)，鑄坯中心并不存在熱應(yīng)力劇烈變化的區(qū)域1，區(qū)域2在距彎月面6 m處熱應(yīng)力達(dá)到最大，約5 MPa，在距彎月面約10 m后出現(xiàn)了區(qū)域3，其熱應(yīng)力峰值約2.5 MPa。鑄坯中心處于兩相區(qū)時(shí)，始終承受一定的熱應(yīng)力，而樹(shù)枝晶界間的殘余液膜并不能承受應(yīng)力，故可能在枝晶間產(chǎn)生裂紋源，若此時(shí)溫度處于裂紋形成區(qū)，裂紋源將得不到液相的及時(shí)補(bǔ)充，從而形成了中間裂紋。在實(shí)際生產(chǎn)中，凝固末端的輕壓下或適當(dāng)增加寬面中心的冷卻強(qiáng)度將有助于減少或消除中心熱裂紋。

圖6 鑄坯中心等效熱應(yīng)力及溫度分布Fig.6 Equivalent thermal stress and temperature distribution in the center of the slab

3 結(jié)論

(1)鑄坯沿拉坯方向存在3個(gè)熱應(yīng)力變化劇烈且峰值較高的區(qū)域，分別由于足輥區(qū)內(nèi)坯殼內(nèi)外溫差及鑄坯溫度回升、鑄坯中心較大體積的固液相變、固相在不同溫度區(qū)間收縮速率不同而產(chǎn)生。

(2)在現(xiàn)行工藝條件下，鑄坯在足輥區(qū)內(nèi)由于兩側(cè)的凝固收縮在角部對(duì)角線處產(chǎn)生拉應(yīng)力，從而在距彎月面1.13 m角部對(duì)角線處易產(chǎn)生熱裂紋；鑄坯中心處于固液兩相區(qū)時(shí)，距彎月面約6 m的部位易產(chǎn)生中間熱裂紋。