康磊，陳美成，曹東，賈吉祥，康偉，李德軍

（1. 海洋裝備用金屬材料及其應用國家重點實驗室，遼寧 鞍山 114009；2. 鞍鋼集團鋼鐵研究院，遼寧 鞍山 114009；3. 上海大學先進凝固技術中心，上海 200444）

熱裂是鑄坯和鑄件中常見的鑄造缺陷，其危害極大，一直是鑄造領域的研究熱點和難點[1-5]。熱裂輕則會導致廢品率上升，重則導致連鑄過程中出現(xiàn)漏鋼事故，造成生產(chǎn)停滯。針對鑄坯熱裂形成原因的研究有很多，目前主流理論有：液膜理論、晶間搭橋理論、凝固收縮補償理論、強度理論等[6-9]。 隨著熱裂機理的研究進展，學者們先后提出多種熱裂模型與判據(jù)，可以大致分為兩類：基于力學標準和基于非力學標準[10-11]。其中，力學標準認為熱裂與半固態(tài)金屬承受的應力、應變和應變速率有關；非力學標準認為熱裂與半固態(tài)金屬易裂溫度范圍、澆注溫度等工藝參數(shù)有關。 Rappaz 等[12]基于在熱裂發(fā)生之前糊狀區(qū)域可以承受的最大應變速率提出了一種熱裂判據(jù)，即RDG 模型，Suyitno[13]認為該判據(jù)在定性預測熱裂敏感性方面有很大的潛力。 KOU 模型認為凝固末期枝晶間空間凈增長率大于液相對空隙的補縮時就會產(chǎn)生熱裂紋[14]。目前RDG 模型和KOU 模型已經(jīng)開始用于鑄坯熱裂風險的預測，但在鋼鐵領域的應用仍存在很大誤差。另外，不同金屬凝固特性差異很大，熱物性參數(shù)難以準確獲取，因此試驗研究熱裂臨界條件仍非常必要。

高鋁鋼是鞍鋼近幾年開發(fā)的新型品種，其抗氧化性好、質(zhì)量輕且耐磨損，廣泛應用于汽車、航空航天等領域[15]。但是由于鋁含量較高，有可能在晶間富集從而弱化晶界強度，因此需要對凝固過程產(chǎn)生的熱裂風險進行評估。 本文針對高鋁鋼連鑄過程中可能出現(xiàn)的熱裂問題，研究了應變速率、溫度等對其心部熱裂行為的影響，重點分析了應力-溫度曲線，給出了產(chǎn)生熱裂時的臨界應變速率與臨界應力，為實際生產(chǎn)與理論研究提供依據(jù)。

1 實驗過程

1.1 實驗材料

實驗材料采用Fe-0.4C-3.5Al-1.8Mn 高鋁鋼鑄錠坯料，Φ10 mm×200 mm 的試棒如圖1 所示，左端設計為可夾持的形狀，右端為螺紋形狀。 高鋁鋼試棒化學成分見表1。

圖1 試棒實物Fig. 1 Material Object of Test Sample

表1 高鋁鋼試棒化學成分（質(zhì)量分數(shù)）Table 1 Chemical Compositions in High Aluminum Steel Test Sample（Mass Fraction）%

1.2 實驗設備與原理

采用水平式高溫拉伸方法開展實驗，具體過程如下：

（1）試棒套在99.9%氧化鋁剛玉管中，并裝夾在應力傳感器和加載機構之間；

（2）利用感應和輻射加熱系統(tǒng)熔化試棒中段（約78 mm），形成均勻熔區(qū)；

（3）控溫冷卻，實現(xiàn)冷速可控的凝固過程；

（4）在特定溫度下，令加載裝置按照設定的加載速率或拉力值進行加載，并記錄位移量及拉力傳感器測得的試驗力。

由于本次實驗研究應變速率對鑄坯心部熱裂行為的影響，所以試樣中心溫度的準確性很重要，而試樣中心（熔融區(qū)）溫度無法在試棒加載時同步測量，因此采用下述方式進行溫度校正：

（1）采用一次測溫試驗分別在試棒中心位置（熔融區(qū)）與石墨套管中心布置熱電偶，以獲取試棒的中心溫度與保溫套溫度，得到二者溫度對應關系；

（2）進行拉伸實驗時只保留石墨套管中心的熱電偶，從而獲取不同拉伸速度下試驗力-保溫套溫度曲線；

（3）通過數(shù)據(jù)處理（試棒中心溫度=保溫套溫度+溫差），獲得不同拉伸速度下試驗力-試棒中心溫度曲線。

1.3 實驗方法

實驗開始前，使用商業(yè)軟件JMatPro 進行了平衡相圖計算，得到此鋼種固相率-溫度曲線、各相質(zhì)量分數(shù)-溫度曲線如圖2 所示。 熱裂問題主要關注高溫相，因此隱去了低溫析出相，重點關注高溫析出相。

圖2 固相率-溫度曲線和各相質(zhì)量分數(shù)-溫度曲線Fig. 2 Solid Phase Ratio-temperature Curves and Mass Fraction-temperature Curves of Each Phrase

由圖2（a）看出，此鋼種平衡凝固的液相線溫度為1 494 ℃，固相線溫度為1 411 ℃。 從圖2（b）可以看出，該鋼種隨著溫度的降低，在1 494 ℃開始從液相中析出鐵素體，在1 473 ℃生成AlN 夾雜物，1 423 ℃開始生成奧氏體（由于JMatPro 缺少高鋁鋼數(shù)據(jù)庫，所以計算的數(shù)值與實際有偏差，但可以作為實驗參考）。

據(jù)此設計了實驗參數(shù)，如表2 所示。實驗開始，將試樣加熱到1 540 ℃，隨后以1 ℃/s 的速度進行冷卻，在1 540 ℃時開始記錄數(shù)據(jù)，當溫度降至1 425 ℃（固相80%）時，程序控制拉伸機構對試樣拉伸，從而獲得試驗力-溫度的實驗數(shù)據(jù)。后續(xù)進行溫度校正、試驗力換算應力（應力=試驗力/斷口面積）就可以獲得應力-校正溫度的關系曲線。借助應力-校正溫度曲線可以對不同拉伸速度（應變速率）下的試樣熱裂行為進行實驗研究。

表2 實驗參數(shù)Table 2 Experimental Parameters ℃

2 實驗結果與分析

2.1 試樣宏觀形貌

試驗采用四種拉伸速度，分別為0.25、0.50、0.75、1.00 mm/min。 因為拉伸試樣加熱冷卻條件一致，所以熔區(qū)長度差異很小，為（78±0.3）mm。取平均值78 mm 作為熔區(qū)長度，從而計算出不同拉伸速度對應的熔區(qū)平均應變速率（拉伸速率/熔區(qū)長度）分別為5.34×10-5/s、1.07×10-4/s、1.60×10-4/s、2.14×10-4/s。不同拉伸速度下試樣斷口處宏觀形貌見圖3。

圖3 不同拉伸速度下試樣斷口處宏觀形貌Fig. 3 Macroscopic Fracture Morphology of Samples at Different Tensile Speeds

由圖3 看出，當拉伸速度為0.25 mm/min 時，試棒出現(xiàn)宏觀裂紋；當拉伸速度在0.50 mm/min 以上時，試棒均觀察到明顯的熱裂紋。

2.2 應力-溫度曲線及分析

試樣在不同拉伸速度下應力和溫度隨時間變化曲線見圖4（a），應力與溫度的關系曲線見圖4（b）。

圖4 不同拉伸速度下的拉伸曲線Fig. 4 Tensile Curves at Different Tensile Speeds

由圖4（a）可以看出，隨著時間的推移，所有曲線越過相干點（固相開始相互搭接，應力開始明顯上升的溫度點）后應力開始增大，不過因為熔煉過程試樣熔區(qū)塌陷程度不同，所以開拉時應力大小有所差別。試棒拉伸速度為0.25 mm/min 時，應力值在溫度到達相干點后緩慢升高，開拉后以一個較大的速度增加，在拉伸后期（1 375～1 200 ℃）增長速度變慢，到1 200 ℃達到極值，試棒產(chǎn)生固相裂紋。 推測在1 375～1 200 ℃溫度區(qū)間里試棒產(chǎn)生了熱裂，但此時液相能夠及時補縮裂縫，所以曲線只是增長速率變慢卻沒有下落。 拉伸速度為0.50 mm/min 的試棒，應力值在過了相干點后開始緩慢增加，開拉后應力迅速增加到某一極值，然后應力開始回落，形成斷裂峰，斷裂溫度為1 395 ℃，試棒產(chǎn)生熱裂紋。

由圖4（b）可以看出，拉伸速度為0.75 mm/min、1.00 mm/min 的試棒在相干點后應力開始明顯上升，在開拉后應力快速增大，在越過極值點后應力快速下降，斷裂溫度分別為1 396 ℃和1 405 ℃，1 405 ℃時臨界應力降至1 MPa，判定熱裂紋產(chǎn)生。綜上所述，試棒拉伸速度在0.25 mm/min（應變速率5.34×10-5/s）以下時，試棒不易產(chǎn)生熱裂；拉伸速度在0.25 mm/min 以上時易產(chǎn)生熱裂。

2.3 斷裂臨界點分析

不同拉伸速度下的斷裂應力-斷裂溫度臨界點如圖5 所示。

圖5 不同拉伸速度下的斷裂應力-斷裂溫度臨界點Fig. 5 Fracture Stress-fracture Temperature Critical Point at Different Tensile Speeds

由圖5 可以看出，該鋼種拉伸速度較小時斷裂溫度較低，拉伸速度較大時斷裂溫度較高，熱裂都發(fā)生在凝固末期。 拉伸速度為0.50 mm/min、0.75 mm/min 和1.00 mm/min 的臨界斷裂溫度值分別是1 395 ℃、1 396 ℃和1 405 ℃，臨界斷裂應力值分別是1.9 MPa、2.2 MPa 和1.0 MPa，考慮拉伸速度為1.00 mm/min 的應力曲線在1 418 ℃時應力增長速率由慢變快，因此，實際生產(chǎn)中希望避開該溫度區(qū)域，綜合確定該鋼種的易裂溫度范圍為1 395～1 418 ℃。 從圖5 中還可看出，隨著拉速的提高，試棒心部應力隨時間增加得越來越快，心部應力達到極值點的時間會提前，試棒斷裂臨界溫度會升高。

在實際生產(chǎn)中，F(xiàn)e-0.4C-3.5Al-1.8Mn 高鋁鋼連鑄坯凝固前沿除承受鼓肚應變、矯直應變、不對中應變外，還會有二冷區(qū)噴水不均勻?qū)е碌臒釕?。鑄坯凝固過程中凝固前沿的應變積累，尤其是低延性1 395～1 418 ℃溫度區(qū)間的總應變對產(chǎn)生內(nèi)部裂紋有重要作用。 為避免糊狀區(qū)出現(xiàn)較高的應變速率，或盡量避免1 395～1 418 ℃脆性區(qū)間出現(xiàn)高于5.34×10-5/s 對應的應力值而產(chǎn)生鑄坯內(nèi)部裂紋，生產(chǎn)中建議如下：

（1）支承輥嚴格對中，連鑄機從上到下實行收縮輥縫；

（2）控制鑄坯鼓肚敏感區(qū)即零段、 彎曲區(qū)和矯直區(qū)的輥子開口度誤差為0.2～0.4 mm、 同一扇形段上下輥開口度和支承輥的彎曲度小于1 mm；

（3）優(yōu)化二冷冷卻工藝，得到合適的鑄坯表面溫度，避免出現(xiàn)較大的熱應力。

3 結論

采用水平式高溫拉伸方法可以定量地分析Fe-0.4C-3.5Al-1.8Mn 高鋁鋼鑄坯凝固前沿的高溫材料力學性能，得到的結論如下：

（1）Fe-0.4C-3.5Al-1.8Mn 高 鋁 鋼 鑄 坯 熱 裂溫度區(qū)間為1 395～1 418 ℃；

（2）應變速率為5.34×10-5/s 時，高鋁鋼試棒在1 375 ℃產(chǎn)生熱裂，隨后愈合，應力曲線繼續(xù)上升，完全凝固后再次發(fā)生斷裂，且斷裂應力較大。 應變速率為1.07×10-4/s 和1.60×10-4/s 時，試樣裂紋發(fā)生于1 395 ℃和1 396 ℃，臨界應力分別為1.9 MPa 和2.2 MPa，二者幾乎具有相同的斷裂溫度和應力。 應變速率增加至2.14×10-4/s 時，斷裂發(fā)生在較早期，斷裂溫度為1 405 ℃，且臨界應力降至1 MPa。 因此，高鋁鋼鑄坯臨界平均應變速率不大于5.34×10-5/s。