徐益龍 孫濟鵬 潘灣萍 張捷宇 王 波

(1.上海大學材料科學與工程學院，上海 200444；2.上海大學省部共建高品質(zhì)特殊鋼冶金與制備國家重點實驗室，上海 200444)

近年來，薄帶雙輥連鑄技術引起了廣泛關注，與傳統(tǒng)的連鑄生產(chǎn)工藝相比，雙輥連鑄工藝具有流程短、成本低、能耗低等優(yōu)點，有廣闊的應用前景[1- 3]。在雙輥鑄造工藝中，結晶輥是非常關鍵的部件，其將影響熔池并控制鑄帶的質(zhì)量[4]。結晶輥通常由套筒和輥軸構成，結晶輥的外表面一般用涂層來延長其使用壽命[4- 8]。

劉曉波等[6]研究了不同工藝參數(shù)對鑄軋輥溫度場分布的影響；徐國進等[7]采用數(shù)值模擬方法研究了鑄軋輥溫度場分布，發(fā)現(xiàn)鑄軋輥輥套外表面的溫度隨著鑄軋輥轉(zhuǎn)動而周期性變化；Pan等[8]采用熱結構直接耦合方法模擬了結晶輥的溫度場分布及熱變形。

還有很多學者[9- 12]對鑄軋輥溫度場進行了研究，但他們沒有考慮鑄軋輥溫度分布對熔池鋼液溫度場的影響。因此，本文運用ProCAST軟件研究了不同工藝參數(shù)對結晶輥和鋼液溫度場的影響。

1 物理模型及參數(shù)

1.1 物理模型

薄帶雙輥連鑄過程中鑄輥不斷旋轉(zhuǎn)，其與熔池內(nèi)鋼液和空氣不斷交替接觸，因此將鑄輥旋轉(zhuǎn)過程分為熔池段和空冷段。本文鑄輥直徑為800 mm，轉(zhuǎn)速1.5 m/s，熔池深度200 mm。通過計算得出，鑄輥旋轉(zhuǎn)一圈，鑄輥在熔池段與空冷段停留的時間分別為0.14和0.536 s。為了減少計算時間，將薄帶凝固過程進行簡化，取一微小單元進行計算，如圖1所示。首先模擬鑄輥在熔池段的溫度場，然后將熔池段結束時鑄輥的溫度場結果賦值到空冷段模型作為初始溫度。共進行了24次不間斷的模擬(熔池中12次，空氣中12次)，相當于鑄輥旋轉(zhuǎn)12圈。

圖1 物理模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of physical model

本文計算域中，鑄件/空氣尺寸為0.5 mm×0.5 mm×1.5 mm，涂層尺寸為0.5 mm×0.5 mm×0.8 mm，鑄輥尺寸為0.5 mm×0.5 mm×25 mm。模型中鑄輥材料為鉻鋯銅[13]，涂層為Ni涂層[14]，鑄件為低碳鋼，使用ProCAST軟件對模型進行四面體網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格數(shù)約為22萬，如圖2所示。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

1.2 模型參數(shù)

本文選取低碳鋼為研究對象，其液相線溫度為1 533 ℃，固相線溫度為1 509 ℃，澆注溫度1 560 ℃，化學成分如表1所示，熱物性參數(shù)如圖3所示。

2 數(shù)學模型

考慮到薄帶連鑄凝固的實際過程，鋼液中的傳熱受經(jīng)典傅立葉定律[15]的支配，傳熱方程可表示為：

表1 低碳鋼的化學成分(質(zhì)量分數(shù))Table 1 Chemical composition of the low- carbon steel (mass fraction) %

圖3 熱物性參數(shù)Fig.3 Thermophysical parameters

(1)

式中：k為導熱系數(shù)；cp為定壓比熱容；ρ為鋼液密度；T為溫度；Q為熱量。

薄帶連鑄過程中結晶輥與鋼液、空氣及冷卻水不斷接觸換熱，傳熱方程[16]可表示為：

(2)

式中：h0是鑄輥與低碳鋼金屬液之間的傳熱系數(shù)，取41 000 W/(m2·K)；h1是鑄輥與空氣之間的傳熱系數(shù)，取10 W/(m2·K)；h2是鑄輥與冷卻水之間的傳熱系數(shù)，取250 000 W/(m2·K)。T0和Ta分別為鑄輥外表面溫度和金屬液溫度，初始溫度分別為25和1 560 ℃；T1和Tb分別為鑄輥外表面溫度和大氣溫度，初始溫度均為25 ℃；T2和Tc分別為鑄輥內(nèi)表面溫度和冷卻水溫度，初始溫度均為25 ℃。

3 模擬結果與分析

3.1 冷熱循環(huán)次數(shù)的影響

為了了解鑄輥在轉(zhuǎn)動過程中的溫度變化，在鑄輥表面分別選取涂層與熔池接觸點、涂層中心點以及涂層與鑄輥接觸點進行觀察。

圖4為鑄輥表面不同部位溫度隨時間的變化?？梢婅T輥在旋轉(zhuǎn)過程中，其表面溫度周期性變化，在熔池段時，鑄輥溫度迅速上升，溫度下降則表示鑄輥旋轉(zhuǎn)至空冷階段，約10 s時鑄輥不同部位溫度都達到了動態(tài)平衡。鑄輥外表面的溫度變化最大，達到動態(tài)平衡時的最高溫度為556.4 ℃左右。從鑄輥外表面到內(nèi)表面，其最高溫度和溫差均明顯下降，但最低溫度變化不大。

圖4 鑄輥表面不同部位溫度隨時間的變化Fig.4 Variation of temperature at different positions of casting roller surface with time

圖5是每次冷熱循環(huán)t=0.14 s時(即熔池段結束時)熔池內(nèi)的溫度分布。從圖中可以看出，隨著鑄輥的不斷轉(zhuǎn)動，熔池內(nèi)溫度不斷上升，溫度梯度不斷減小。由于熔池內(nèi)熱量不斷被鑄輥中的冷卻水帶走，當鑄輥溫度達到穩(wěn)定時，熔池內(nèi)的溫度基本不再變化。

圖5 每次熱循環(huán)至t=0.14 s時熔池內(nèi)的溫度分布Fig.5 Distribution of temperature in molten pool at the time of each thermal cycling for 0.14 s

圖6是每次熱循環(huán)結束時，熔池凝固厚度的變化。可見熱循環(huán)剛開始時，熔池凝固厚度最大，超過了1 mm。隨著循環(huán)次數(shù)的增加，熔池凝固厚度不斷減小，在第3次冷熱循環(huán)時基本達到了穩(wěn)定狀態(tài)，最終凝固厚度約為0.976 mm。鑄軋輥之間的輥縫應根據(jù)達到穩(wěn)定狀態(tài)的凝固厚度調(diào)節(jié)，以保證在生產(chǎn)過程中鋼帶厚度恒定[8]。

圖6 凝固厚度隨冷熱循環(huán)次數(shù)的變化Fig.6 Variation of solidification thickness with the number of thermal cycling

3.2 冷卻強度的影響

冷卻水帶走熔池內(nèi)鋼液熱量，對薄帶的凝固過程有很大影響。將冷卻水量通過迪圖斯—貝爾特(Dittus- Boelter)公式[17]轉(zhuǎn)換成不同的對流換熱系數(shù)(h3)：5 485、40 040和250 000 W/(m2·K)。

圖7是不同冷卻水量下熔池和涂層接觸點溫度隨時間的變化?？梢钥闯鲈龃罄鋮s強度，接觸點溫度達到動態(tài)平衡所需時間不斷縮短。當h3=5 485 W/(m2·K)時，接觸點溫度在第12次冷熱循環(huán)時還未達到動態(tài)平衡，而另兩種冷卻水量下的接觸點溫度在第10次冷熱循環(huán)時就已達到了動態(tài)平衡。同時，隨著冷卻強度的增加，鑄輥外表面的最高與最低溫度都呈下降趨勢。這是由于冷卻強度增大，鑄輥單位時間內(nèi)傳遞的熱量增加所致。此外，在h3=40 040和250 000 W/(m2·K)兩種冷卻水量下，鑄輥外表面溫度達到動態(tài)平衡的時間，最高溫度、最低溫度以及溫差變化均不大。

圖7 不同冷卻強度下熔池和涂層接觸點溫度隨時間變化曲線Fig.7 Variation of temperature at the contact point between molten pool and coating with time under different cooling intensities

不同冷卻水量下熔池的溫度場及凝固場分布如圖8所示。由圖8可以看出，隨著冷卻強度的增大，熔池的整體溫度不斷下降，凝固厚度從0.884 mm→0.942 mm→0.976 mm不斷增加，尤其是在h3=5 485 W/(m2·K)冷卻水量下的溫度及凝固厚度變化最為明顯，而后兩種冷卻強度下的溫度及凝固厚度變化很小。因此，增大冷卻強度有利于提高凝固過程的傳熱效率，防止拉坯過程中發(fā)生拉漏事故。

圖8 熱循環(huán)結束時熔池溫度和凝固分數(shù)分布Fig.8 Distributions of temperature and solidification fraction in molten pool at the end of thermal cycling

圖9是不同冷卻水量下模型中心軸線的溫度分布?？梢钥闯?，溫度從鑄輥底部到熔池不斷提高，而且隨著冷卻水量的增大，模型整體溫度降低。這是由于熔池內(nèi)的熱量是通過冷卻水帶走的，冷卻水量越大，則在單位時間內(nèi)帶走的熱量越多。對比發(fā)現(xiàn)，h3=40 040 和25 000 W/(m2·K)冷卻水量下的溫差較小，因此冷卻水量并不是越大越好，過大的冷卻水量容易造成多余損耗，不利于提高傳熱效率，應根據(jù)實際情況選擇合理的冷卻水量。此外，熔池與涂層間界面溫差較大，而鑄輥與涂層間界面溫差很小，且隨著冷卻水量的增大，界面溫差不斷減小。

3.3 涂層種類

研究了鑄輥表面Ni涂層、Ni- Co涂層和Ni- Co- Fe涂層對連鑄薄帶宏觀溫度場的影響[14]。Ni- Co涂層和Ni- Co- Fe涂層是從Ni鍍層的基礎上發(fā)展而來的，較Ni鍍層有更好的力學性能，特別是高溫性能。

圖9 不同冷卻強度下沿模型中心軸的溫度變化Fig.9 Variation of temperature along the center axis of the model under different cooling intensities

圖10是熔池與不同涂層材料的接觸點溫度隨時間的變化。可以看出，Ni涂層和Ni- Co涂層與熔池接觸點溫度達到動態(tài)平衡時的最高溫度、最低溫度和溫差均相差不大，而Ni- Co- Fe涂層的變化較前兩者稍大一些。這是因為Ni涂層和Ni- Co涂層的導熱系數(shù)接近，而Ni- Co- Fe涂層的導熱系數(shù)略小于前兩種涂層。

圖10 熔池與不同涂層材料的接觸點溫度隨時間的變化Fig.10 Variation of temperature at the contact point between molten pool and different coating materials with time

圖11是不同涂層材料熔池的溫度場和凝固場分布。對比發(fā)現(xiàn)，Ni涂層和Ni- Co涂層熔池的宏觀溫度場及凝固場幾乎沒有差別，而Ni- Co- Fe涂層熔池中整體溫度略高于前兩種涂層的熔池，并且Ni- Co- Fe涂層熔池中的固相率和固- 液兩相區(qū)位置也略低于前兩種涂層的熔池。

圖11 不同涂層材料熔池的溫度和凝固分數(shù)分布Fig.11 Distributions of temperature and solidification fraction in molten pool of different coating materials

圖12是不同涂層材料的模型中心軸線的溫度分布。從圖12可以看出，3種涂層材料的模型中心軸線溫度變化趨勢一致，Ni涂層和Ni- Co涂層熔池的溫度變化曲線基本重合。Ni涂層和Ni- Co涂層的鑄輥溫度略高于Ni- Co- Fe涂層的鑄輥溫度；Ni涂層和Ni- Co涂層及其熔池的溫度略低于Ni- Co- Fe涂層及其熔池的溫度。

4 結論

(1)鑄輥的旋轉(zhuǎn)對薄帶連鑄過程有顯著影響，當水冷對流換熱系數(shù)為250 000 W/(m2·K)時，鑄輥轉(zhuǎn)動10 s后其溫度基本達到穩(wěn)定，鑄輥外表面和內(nèi)表面的最高溫度分別為556.4和128.9 ℃。薄帶坯凝固厚度從熱循環(huán)開始時的1.004 mm減小至穩(wěn)定狀態(tài)的0.976 mm，因此應根據(jù)實際情況調(diào)整鑄輥間輥縫大小，防止發(fā)生漏鋼事故。

圖12 沿不同涂層材料的模型中心軸線的溫度變化Fig.12 Variation of temperature along the center axis of the model of different coating materials

(2)當水冷對流換熱系數(shù)從5 485 W/(m2·K)→40 040 W/(m2·K)→ 250 000 W/(m2·K)逐漸增加時，鑄輥外表面最高溫度從686.4 ℃→586.7 ℃→556.4 ℃逐漸降低，薄帶坯凝固厚度從0.884 mm→0.942 mm→0.976 mm逐漸增加。因此水冷強度的增加提高了凝固過程的傳熱效率，但冷卻強度過大會使傳熱效率降低造成多余的損耗。

(3)Ni涂層、Ni- Co涂層和Ni- Co- Fe涂層的鑄輥外表面最高溫度分別為556.4、553.1和570.9 ℃。Ni涂層和Ni- Co涂層的導熱系數(shù)相近，兩者熔池的溫度場幾乎一致；Ni- Co- Fe涂層的導熱系數(shù)略小，其熔池中整體溫度略高于另兩種涂層材料的熔池。