蔡軍,楊清相,喬柯,王文,王快社

(1. 西安建筑科技大學(xué) 冶金工程學(xué)院,西安 710055; 2. 國(guó)家聯(lián)合地方功能材料加工中心,西安 710055)

隨著軍工產(chǎn)業(yè)不斷升級(jí),裝備更新?lián)Q代,對(duì)材料的服役性能提出了更高的要求,由于C70600白銅合金具有良好的耐腐蝕性、機(jī)械加工性、延展性、導(dǎo)電性、導(dǎo)熱性和優(yōu)異的海水防污性能,廣泛應(yīng)用于軍艦、航母、核潛艇等武器裝備制造領(lǐng)域,以及換熱器、冷凝管、海水淡化裝置等領(lǐng)域[1-4]。

目前,通常采用半連續(xù)鑄造實(shí)心錠經(jīng)過(guò)擠壓穿孔、刨皮、拉拔、酸洗等復(fù)雜工序制備成白銅管[5-6]。由于C70600合金具有較大的變形抗力,所以在擠壓穿孔時(shí)容易出現(xiàn)偏心、過(guò)載(見(jiàn)圖1a)),極易造成管坯表面開(kāi)裂(見(jiàn)圖1b))。

圖1 熱擠壓過(guò)程中C70600白銅管的缺陷Fig.1 Defects of C70600 cupronickel alloy tube during hot extrusion

采用擠壓空心錠的方法制備C70600合金管材可有效的解決以上問(wèn)題[7]。采用立式連鑄生產(chǎn)空心鑄錠可以有效的避免水平連鑄所造成的空心錠壁厚不均和重力作用所造成的成分偏析等問(wèn)題,但是空心錠鑄造難度較大,確定其合理鑄造工藝參數(shù)目前只能通過(guò)工業(yè)試驗(yàn)得到[8-9]。由于C70600白銅空心錠連鑄過(guò)程涉及的工藝參數(shù)較多,傳熱過(guò)程復(fù)雜,難以對(duì)凝固位置和溫度場(chǎng)進(jìn)行直接的觀測(cè)成為研究空心錠凝固過(guò)程和工業(yè)生產(chǎn)過(guò)程控制的主要難題。采用數(shù)值模擬的方法可以建連鑄凝固過(guò)程的溫度場(chǎng)模型,分析溫度場(chǎng)變化規(guī)律,研究工藝參數(shù)對(duì)連鑄過(guò)程的影響,把握其空心錠的凝固行為,為連鑄過(guò)程的精確控制提供指導(dǎo)[10-14]。

本研究的主要目的是研究C70600白銅合金空心錠立式連鑄的合理工藝參數(shù)。為此,采用數(shù)值模擬的方法獲得了溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的變化規(guī)律。然后采用正交試驗(yàn)和方差分析方法分析了工藝參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)影響的顯著性。最后,在模擬結(jié)果的基礎(chǔ)上進(jìn)行了C70600白銅空心錠的試制。

1 模型建立

1.1 三維幾何模型及網(wǎng)格模型

立式連鑄的三維模型如圖2所示?？招腻V規(guī)格為?260×?80 mm,結(jié)晶器包括水冷結(jié)晶器、石墨芯管和引錠頭等。結(jié)晶器深度為330 mm、引錠頭高度為68.5 mm、石墨芯管長(zhǎng)度為330 mm、銅液深度為160 mm、引錠頭上端面距結(jié)晶器尺寸增加為68.5 mm。所有模型均采用四面體網(wǎng)格。

1.2 三維幾何模型及網(wǎng)格模型

1.2.1 材料及物性參數(shù)

利用有限元軟件根據(jù)材料成分計(jì)算出C70600白銅合金的物性參數(shù),主要元素含量為87.79%Cu、10%Ni、0.8%Fe。液相線和固相線溫度分別為1 235 ℃和1 142 ℃,其傳熱系數(shù)、密度、潛熱和固相分?jǐn)?shù)隨溫度的變化如圖3所示。

圖3 C70600鐵白銅物性參數(shù)隨溫度的變化Fig.3 The change of physical parameters of C70600 cupronickel alloy with temperature

1.2.2 控制方程

連續(xù)鑄造過(guò)程中,采用靜態(tài)凝固瞬時(shí)導(dǎo)熱微分方程,即傅立葉導(dǎo)熱微分方程[15]為

(1)

式中:T為溫度,是空間、時(shí)間的函數(shù),T=(x,y,z,t);ρ為密度,kg/m3;c為比熱,J/(kg·℃);λx,λy,λz分別為x、y、z方向上的熱傳導(dǎo)系數(shù);QL為內(nèi)熱源(結(jié)晶潛熱)。λx、λy、λz、ρ、c等都與溫度有關(guān)。

在連鑄銅液的凝固過(guò)程中,假設(shè)傳熱是各向同性的,即在給定溫度下,一個(gè)節(jié)點(diǎn)的導(dǎo)熱系數(shù)在x,y,z方向上近似一致[16],則瞬態(tài)傳熱方程可簡(jiǎn)化為

(2)

1.2.3 初始條件與邊界條件

本研究中設(shè)置的初始條件和邊界條件如下:

鑄坯溫度為澆注溫度,模具的溫度為20 ℃。環(huán)境溫度和冷卻循環(huán)水的溫度為20 ℃。采用勻速拉坯制度,澆注速度由質(zhì)量守恒定律及拉坯速度計(jì)算得到,澆鑄速度方向垂直于水口內(nèi)徑截面。結(jié)晶器外表面與冷卻水進(jìn)行強(qiáng)制對(duì)流換熱,熱流密度可表示為

q=hW(TM-TW)

(3)

式中:q為熱流密度,W/m2;TW為結(jié)晶器冷卻水平均溫度,K;TM為結(jié)晶器表面溫度,K;hW為銅壁和冷卻水界面的對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K),按式(4)所示的表達(dá)式無(wú)量綱方程來(lái)確定。

(4)

式中:DH為冷卻水縫的力學(xué)直徑,m;KW為冷卻水導(dǎo)熱系數(shù),J/(kg·s·K);ρW為冷卻水密度,kg/m3;uW為冷卻水流速,m/s;μW為冷卻水黏度系數(shù),kg/(m·s);CW為冷卻水比熱容,J/(kg·K)。

冷卻水流速可表示為

(5)

式中:Q為冷卻水流量,m3/h;A為導(dǎo)管或設(shè)備的流通截面積,m2。

冷卻水縫的力學(xué)直徑可表示為

(6)

式中S為被流體所浸潤(rùn)的導(dǎo)管或設(shè)備的周長(zhǎng),m。

根據(jù)結(jié)晶器水流量和結(jié)晶器高度,由式(5)和式(6)求得內(nèi)結(jié)晶器冷卻水的力學(xué)直徑。再由式(4)求得相應(yīng)結(jié)晶器下的對(duì)流換熱系數(shù)。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 非穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)變化規(guī)律

以典型工況進(jìn)行分析,即拉坯速度為80 mm/min,澆鑄溫度為1 280 ℃,一冷區(qū)冷卻水流量為24 m3/h,石墨芯管內(nèi)壁采用空冷。

圖4是不同時(shí)間下的溫度場(chǎng)。從圖4中可以看出:結(jié)晶器產(chǎn)生了較大的軸向溫度梯度,空心錠外壁冷卻速度快,內(nèi)壁冷卻速度慢;高溫區(qū)由上向下逐漸變窄,鑄坯表面溫度沿著拉坯方向快速降低,鑄坯出結(jié)晶器口后,在二冷區(qū)冷卻水的作用下溫度繼續(xù)降低;石墨芯管的溫度由上至下逐漸降低,在396.8 s后鑄造溫度場(chǎng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)。此時(shí),外結(jié)晶器下部溫度冷卻至20 ℃,結(jié)晶器上端溫度在150 ℃左右,芯管溫度可達(dá)1 280 ℃。

圖5是不同時(shí)間下的液穴形狀。從圖5中可以看出:空心鑄錠外壁凝固較快,內(nèi)壁凝固較慢,液穴由上至下逐漸變窄,96.8 s時(shí)液穴形狀由U型轉(zhuǎn)變成V型,146.8 s時(shí)變成倒直角三角形;146.8 s前液穴深度逐漸增大,146.8～296.8 s液穴深度緩慢變淺,296.8 s后液穴深度趨于穩(wěn)定。這是因?yàn)檫B鑄初期結(jié)晶器內(nèi)外溫差較大,結(jié)晶器內(nèi)銅液來(lái)不及冷卻,液穴深度增大。隨著連鑄的進(jìn)行,結(jié)晶器內(nèi)壁溫度會(huì)逐漸降低并趨于穩(wěn)定,所以液穴深度會(huì)減小。由于石墨芯管的溫度逐漸升高,當(dāng)空心錠、芯管和環(huán)境之間的傳熱達(dá)到穩(wěn)定時(shí),液穴深度就不再發(fā)生變化。液穴深度能直接反應(yīng)出鑄坯的冷卻情況,液穴深度越深,縮回阻力越大,不利于凝固收縮過(guò)程中熔體的填充,容易產(chǎn)生縮孔、縮松、拉漏等缺陷。液穴深度越小,凝固坯殼的厚度越大,硬度也會(huì)相應(yīng)增大,坯殼硬度的增大導(dǎo)致拉坯阻力增大,會(huì)引起鑄坯表面質(zhì)量下降以及抱芯缺陷。因此,液穴深度的控制尤為重要。

圖5 不同時(shí)間下的液穴形狀Fig.5 The shape of sump at different time

2.1.2 應(yīng)力場(chǎng)變化規(guī)律

模具材料的力學(xué)參數(shù)經(jīng)模擬計(jì)算得到;模具采用彈性應(yīng)力模型,鑄件采用彈塑性應(yīng)力模型。模型內(nèi)部的應(yīng)力分布通常用等效應(yīng)力值來(lái)表示,它可表述整個(gè)模型中的應(yīng)力變化,從而確定危險(xiǎn)區(qū)域在模型中的位置。

圖6是不同時(shí)間下空心錠的等效應(yīng)力。從圖6中可以看出:鑄件應(yīng)力場(chǎng)的分布規(guī)律和溫度場(chǎng)分布相類似,等效應(yīng)力沿著拉坯方向不斷的増加,由外向內(nèi)逐漸減小;最大的等效應(yīng)力值為226.3 MPa,出現(xiàn)在拉逐末端的角部位置。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的主要原因是角部位置為二維冷卻區(qū),同時(shí)受到二次冷卻作用和與引錠頭接觸的熱傳導(dǎo)作用,角部溫度梯度較大。由于材料具有熱脹冷縮的特性,鑄件角部會(huì)因?yàn)闇囟忍荻鹊拇嬖诙a(chǎn)生較大的熱應(yīng)力,因此,角部的應(yīng)力集中極易產(chǎn)生角部裂紋。

圖6 不同時(shí)間下的空心錠等效應(yīng)力場(chǎng)Fig.6 Variation of equivalent stress field of hollow ingot with time

圖7是不同時(shí)間下芯管等效應(yīng)力分布?？梢钥闯?等效應(yīng)力自上而下逐漸減小,最大等效應(yīng)力可達(dá)100 MPa。石墨芯管在拉錠開(kāi)始時(shí)只有上半段與金屬液接觸,所以上半段先產(chǎn)生鑄造應(yīng)力。隨著連鑄的進(jìn)行,石墨芯管應(yīng)力分布逐漸向下擴(kuò)大。這是由于芯管和金屬液接觸的面積逐漸增大,芯管的外表面溫度持續(xù)升高,芯管內(nèi)外溫差的不斷增大導(dǎo)致鑄造應(yīng)力逐漸增大。因芯管內(nèi)壁的應(yīng)力集中較其他部位更明顯,芯管內(nèi)壁產(chǎn)生裂紋的可能性也就更大。

圖7 不同時(shí)間下的石墨芯管的等效應(yīng)力Fig.7 The change of equivalent stress of graphite core tube with time

圖8是不同時(shí)間下結(jié)晶器等效應(yīng)力分布?？梢钥闯?結(jié)晶器的等效應(yīng)力也不斷變化,結(jié)晶器的最大等效應(yīng)力可達(dá)500.0 MPa;在46.8 s前結(jié)晶器的應(yīng)力較大,46.8 s后應(yīng)力逐漸減小,296.8 s后應(yīng)力分布趨于穩(wěn)定。拉錠初期,結(jié)晶器內(nèi)外表面較大的溫度梯度導(dǎo)致鑄造應(yīng)力的產(chǎn)生。隨著連鑄的進(jìn)行,結(jié)晶器的溫度趨于穩(wěn)定,鑄造應(yīng)力也隨著減小。應(yīng)力集中區(qū)域分布在結(jié)晶器上端未與金屬液接觸的內(nèi)表面。因結(jié)晶器上端幾何尺寸變化較大,屬于二維傳熱,結(jié)晶器上端溫度梯度較大,產(chǎn)生了較大的鑄造應(yīng)力。

圖8 不同時(shí)間下結(jié)晶器應(yīng)力分布圖Fig.8 The of mold equivalent stress distribution at different time

為了進(jìn)一步探究模具的應(yīng)力變化規(guī)律,在模具上取了6個(gè)特征點(diǎn)追蹤溫度和等效應(yīng)力的變化,如圖9所示。

上海市水務(wù)局依托已有水務(wù)信息化成果，在已運(yùn)行多年的“水資源實(shí)時(shí)監(jiān)控與管理系統(tǒng)”的基礎(chǔ)上，以優(yōu)化、完善、提升為目標(biāo)，圍繞最嚴(yán)格水資源管理制度的實(shí)施和考核，啟動(dòng)了新一輪水資源管理系統(tǒng)建設(shè)，并計(jì)劃于2015年年底全面完成。

圖9 特征節(jié)點(diǎn)位置示意圖Fig.9 Feature node position diagram

圖10是特征點(diǎn)溫度和等效應(yīng)力隨時(shí)間的變化曲線。從圖10中可以看出:在凝固時(shí)間約40 s時(shí),結(jié)晶器上特征點(diǎn)2溫度達(dá)到最大值約170 ℃,此時(shí),該點(diǎn)的等效應(yīng)力達(dá)到最大值約255 MPa;在凝固時(shí)間約90 s時(shí),石墨芯管上特征點(diǎn)4溫度達(dá)到最大值約200 ℃,此時(shí),該點(diǎn)的等效應(yīng)力達(dá)到最大值約155 MPa,模具的溫度變化趨勢(shì)和等效應(yīng)力的變化趨勢(shì)比較一致,進(jìn)一步說(shuō)明溫度的變化是導(dǎo)致應(yīng)力變化的主要原因。

圖10 特征點(diǎn)溫度和等效應(yīng)力隨時(shí)間變化Fig.10 The change of temperature and equivalent stress of the characteristic points with time

2.2 不同工藝參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響

圖11是不同工藝條件下的連鑄溫度場(chǎng),溫度場(chǎng)均為穩(wěn)定階段的計(jì)算結(jié)果。即在這個(gè)階段,每個(gè)節(jié)點(diǎn)的溫度不隨時(shí)間變化。

圖11 不同工藝參數(shù)下的溫度場(chǎng)Fig.11 The temperature field under different process parameters

從圖中可以看出,結(jié)晶器受到一次冷卻水的作用,空心錠、外結(jié)晶器、石墨芯管產(chǎn)生較大的軸向溫度梯度。從圖中11a)可以看出,隨著水流量的增大,結(jié)晶器的高溫區(qū)域逐漸減小,這是因?yàn)樗髁吭酱?冷卻水從結(jié)晶器帶走的熱量越多。從圖11b)可以看出,隨著澆鑄溫度的提高,空心錠和石墨芯管的高溫區(qū)域不斷擴(kuò)大。從圖11c)可以看出,隨著拉坯速度的提高,空心錠高溫區(qū)域不斷擴(kuò)大,結(jié)晶器和石墨芯管的溫度場(chǎng)變化不明顯。從圖11d)可以看出,隨著石墨芯管冷卻強(qiáng)度的提高,空心錠和石墨芯管的高溫區(qū)域逐漸減小。

圖12是不同工藝條件下的液穴形狀,由圖可知,不同工藝條件下的液穴形狀相似,都呈倒三角形。一冷區(qū)水流量對(duì)液穴深度影響不明顯,液穴深度隨著澆鑄溫度,拉坯速度的提高而增大,隨著芯管冷卻水流量的增大而減小。

圖12 不同工藝參數(shù)下的液穴形狀Fig.12 Shape of sump under different process parameters

圖13是不同工藝參數(shù)下的液穴深度隨時(shí)間的變化曲線。由圖13a)可以看出,不同一冷強(qiáng)度下液穴深度變化趨勢(shì)相似,在146.8 s時(shí)液穴深度達(dá)到最大,最大液穴深度約為250 mm,說(shuō)明當(dāng)冷卻強(qiáng)度達(dá)到一定程度以后繼續(xù)加大冷卻水量對(duì)空心錠的影響不大。因?yàn)樗鋸?qiáng)度越大空心錠應(yīng)力隨著增大,基于空心錠質(zhì)量考慮,一冷區(qū)冷卻水量應(yīng)為24 m3/h。由圖13b)可以看出,隨著過(guò)熱度的增加,坯殼凝固時(shí)間加長(zhǎng),液穴深度增大。過(guò)熱度每增大20 ℃液穴深度增加10 mm。隨著澆注溫度的升高,合金熱焓會(huì)增加,在冷卻強(qiáng)度相同的情況下,冷卻水帶走的熱量恒定,熱量逐步積累,導(dǎo)致液穴深度會(huì)增大。過(guò)熱度較大會(huì)導(dǎo)致連鑄坯柱狀晶發(fā)達(dá),液穴深度會(huì)變長(zhǎng),易造成元素偏析、內(nèi)部縮孔等鑄造缺陷。在實(shí)際生產(chǎn)中,應(yīng)盡量采用較低的過(guò)熱度澆鑄。因此合理的澆鑄溫度應(yīng)該控制在1 280 ℃左右。

圖13 不同工藝參數(shù)下的液穴深度隨時(shí)間的變化曲線Fig.13 The variation curve of liquid sump depth with time under different process parameters

由圖13c)可以看出,不同拉坯速度液穴深度變化趨勢(shì)相同,均沒(méi)有拉漏的風(fēng)險(xiǎn)。液穴深度隨拉坯速度的增大而增大,拉速每增加10 mm/min,液穴深度增加20 mm,在冷卻水冷卻效果相同的情況下,拉速越慢,銅液在結(jié)晶器內(nèi)停留時(shí)間也就越長(zhǎng),受到結(jié)晶器的冷卻作用時(shí)間越長(zhǎng),液穴深度越淺。通常情況下,提高拉速會(huì)使鑄錠組織越細(xì)小、力學(xué)性能變好,但拉速過(guò)大,將導(dǎo)致熱應(yīng)力的增加甚至鑄錠產(chǎn)生開(kāi)裂。

從圖13d)中可以看出,石墨芯管的冷卻強(qiáng)度越大,液穴深度越淺。隨著芯管冷卻強(qiáng)度的增大,空心錠內(nèi)壁凝固體積增大。增大芯管冷卻強(qiáng)度可以促進(jìn)空心錠內(nèi)壁凝固,提高石墨芯管的冷卻強(qiáng)度可以有效防止拉漏缺陷。芯管在不同冷卻強(qiáng)度下,最大液穴深度都低于芯管的底端,因此這幾種冷方式都不會(huì)產(chǎn)生拉漏缺陷,但液穴深度越淺造成抱芯的風(fēng)險(xiǎn)越大,因此芯管冷卻方式選擇空冷。

為了能夠更為準(zhǔn)確地分析工藝參數(shù)對(duì)液穴深度的影響,采用正交試驗(yàn)和方差分析的方法分析工藝參數(shù)對(duì)液穴深度的影響。引入L16(45)正交表進(jìn)行表頭設(shè)計(jì),因素(A,B,C,D)和水平(1,2,3,4)安排如表1所示,其中,A代表拉坯速度,mm/min;B代表一冷區(qū)水流量,m3/h;C代表石墨芯管冷卻水流量,m3/h;D代表澆鑄溫度,℃。正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

表1 因素水平表Tab.1 Factor level table

表2 液穴深度正交表Tab.2 Orthogonal table of sump depth

2.3 生產(chǎn)驗(yàn)證

根據(jù)模擬結(jié)果,選取最優(yōu)工藝參數(shù):澆鑄溫度1 280 ℃、拉坯速度80 mm/min、石墨結(jié)晶器外部采用溫度為20 ℃冷卻水進(jìn)行冷卻、冷卻水流速24 m3/h、二冷冷水流速20 m3/h、芯管采用空冷。采用最優(yōu)工藝參數(shù)成功試制了C70 600空心錠成品,如圖14所示。

圖14 ?260×?80 C70600空心錠成品Fig.14 ?260 ×?80 C70600 hollow ingot finished product

連鑄過(guò)程中未出現(xiàn)拉漏和抱芯的缺陷,空心錠表面和內(nèi)部均未出現(xiàn)明顯的缺陷,結(jié)晶器也沒(méi)有產(chǎn)生裂紋缺陷,圖15為白銅空心錠宏觀金相,從圖中可以看出白銅空心錠內(nèi)部為均勻等軸晶,幾乎沒(méi)有明顯柱狀晶,等軸晶平均晶粒尺寸4 mm。

圖15 C70600空心錠宏觀金相Fig.15 Macroscopic metallography of C70600 hollow ingot

平均偏差平方和與F值如表3 所示,其中FA>F0.01(3,3),F0.01(3,3)>FB>F0.1(3,3),FCFD>F0.01(3,3),說(shuō)明拉坯速度對(duì)最大液穴深度有顯著影響,一冷強(qiáng)度和澆鑄溫度對(duì)最大液穴深度有一定影響,而芯管冷卻強(qiáng)度對(duì)最大液穴深度影響不顯著。因此,在連鑄過(guò)程中重點(diǎn)考慮拉坯速度的調(diào)整。金屬液面距石墨芯管底端的距離為320 mm,在拉速大于90 mm/min時(shí)最大液穴深度大于320 mm,存在拉漏風(fēng)險(xiǎn),所以最佳拉坯速度應(yīng)為80 mm/min。

表3 液穴深度方差分析Tab. 3 Variance analysis of sump depth

3 結(jié)論

1) 實(shí)現(xiàn)了鐵白銅空心錠立式連鑄溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的三維模型仿真計(jì)算,可視化比較不同工藝參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響規(guī)律。拉坯速度對(duì)最大液穴深度的影響最顯著,拉坯速度每增加10 mm/min,液穴深度增加20 mm,過(guò)熱度每增大20 ℃液穴深度增加10 mm,提高芯管冷卻強(qiáng)度可以降低銅液內(nèi)漏的風(fēng)險(xiǎn),一冷區(qū)冷卻強(qiáng)度對(duì)最大液穴深度影響較小。

2) 從模擬的應(yīng)力場(chǎng)場(chǎng)可以看出,鑄件最大等效應(yīng)力為226.3 MPa,結(jié)晶器最大等效應(yīng)力為500.0 MPa,石墨芯管最大等效應(yīng)力在100.0 MPa。空心錠的應(yīng)力集中區(qū)域在外邊面,結(jié)晶器應(yīng)力集中區(qū)域分布在上部,石墨芯管的應(yīng)力集中區(qū)域分布在外表面。

3) 根據(jù)正交試驗(yàn)和方差分析獲得的工藝參數(shù)對(duì)液穴深度影響規(guī)律,研究發(fā)現(xiàn),拉坯速度對(duì)液穴深度影響顯著,一冷強(qiáng)度和澆鑄溫度對(duì)液穴深度有一定影響,芯管冷卻強(qiáng)度對(duì)液穴深度影響不顯著。依據(jù)模擬結(jié)果經(jīng)行了試生產(chǎn),成功獲得了C70600白銅合金空心錠。