2101雙相不銹鋼立式連鑄坯熱應力分布數值模擬研究

白 亮 劉 軍 董俊慧 劉景順 楠 頂

(1.內蒙古工業大學材料科學與工程學院，內蒙古 呼和浩特 010051; 2.內蒙古自治區石墨(烯)儲能與涂料重點實驗室，內蒙古 呼和浩特 010051)

2101節鎳型雙相不銹鋼采用立式連鑄工藝生產，其生產成本低、性能好，所以經濟效益高，發展前景良好。目前，發達國家和地區已廣泛采用立式連鑄工藝生產高合金鋼，并開發了大量新工藝技術。國內立式連鑄生產工藝尚不成熟，還處于摸索階段，生產的鑄坯裂紋缺陷嚴重，產品合格率較低。鑄坯中產生裂紋的原因非常復雜，受工藝參數、組織、設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力是鑄坯熱裂加劇的主要原因[1]。因此在連鑄生產中，為提高鑄坯質量，應盡量避免鑄坯中熱裂紋的產生，充分了解鑄坯在凝固過程中的熱應力變化規律，從而選擇合理的連鑄工藝參數，從根本上避免熱裂紋的產生。

目前，研究者對連鑄坯熱應力變化做了大量模擬研究，并取得了很多有意義的結論[2- 7]。但以往的計算模型多為長度方向二維模型或截面三維切片模型，或以簡化的短模型來研究鑄坯的應力分布，忽略了鑄坯橫向或縱向應力應變的影響，顯然對模型進行了較大的簡化。鑄坯在冷卻過程中要發生體積膨脹或收縮，但由于鑄坯作為一個連續體，其內部橫、縱向相互約束，使得鑄坯膨脹或收縮變形不能自由進行，從而在鑄坯中產生熱應力[8]。若忽略鑄坯的橫向或縱向應力應變，將引起鑄坯內應力狀態的改變，使模擬結果與實際情況存在較大的差別。而短模型雖為三維模型，但只集中于研究結晶器內凝固坯殼及結晶器銅板的應力應變狀態，模型較短，不能反映鑄坯在整個連鑄過程中熱應力的分布規律。

本文立足于生產實際，利用商業有限元軟件ProCAST中三維彈- 塑性應力模型對連鑄過程熱應力分布進行數值計算。計算所用材料物性參數均采用實測值，并以此為基礎對鑄坯熱應力分布規律、鑄坯裂紋高發部位及形成原因進行了探討。

1 計算模型的建立

基本假設及計算條件：

(1)鑄坯為連續體；假設鑄坯在整個空間內是連續的，內部沒有空隙。

(2)材料為均勻的、具有各向同性，其高溫力學性能為溫度的函數；假設整個物體的所有部分都具有相同的物理性質，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。

(3)對稱面：假設二冷區鑄坯兩個相對外表面的冷卻條件一致，取鑄坯的1/4橫截面進行計算。

(4)計算開始判據：液相不發生形變，固相率小于0.5時，不進行熱應力計算。

2 模擬結果與討論

工廠實際生產中連鑄機工作拉速為1.0 m/min、過熱度為30 ℃，鑄坯長度為13.66 m。在計算鑄坯溫度場的基礎上，對鑄坯不同特征部位的熱應力分布進行數值模擬。

2.1 鑄坯熱應力分布規律

圖1(a、b)分別為鑄坯寬面中心及窄面中心的等效熱應力和溫度隨鑄坯長度方向的變化曲線。從圖1可見，鑄坯沿長度方向存在3個熱應力變化劇烈且數值較大的區域。其中距彎月面1 m范圍內熱應力變化劇烈且峰值較高的為區域1。連鑄過程中，鋼液在結晶器中快速冷卻，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，熱應力快速形成。同時鑄坯出結晶器后冷卻強度降低，表面溫度快速回升而使得坯殼外表面膨脹，內外體積變化的差異使坯殼表面熱應力再次上升。其熱應力在鑄坯出結晶器進入足輥區后達到最大值。同時二冷區各段由于冷卻水量變化而造成的冷卻強度變化，使鑄坯表面溫度小幅回升，熱應力出現較低的峰值。

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

鑄坯通過足輥區后冷卻強度下降，表面小幅回溫，熱應力逐漸降低。從圖1可見，距彎月面約3～6.5 m處熱應力升高且變化劇烈的為區域2。圖2為鑄坯沿長度方向熱應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，未出現大幅回升。但觀察鑄坯等效應力云圖，并比較熱應力劇烈變化的部位與凝固坯殼沿長度方向的溫度變化發現，熱應力變化劇烈的區域2出現的部位對應于鑄坯中心進入兩相區并開始凝固的部位。由材料的實測熱膨脹系數變化曲線可知，進入兩相區后，材料的熱膨脹系數急劇增大，所以板坯中心體積較大的液相開始凝固時，體積收縮量較大，使鑄坯熱應力升高，形成了第2個熱應力劇烈變化的區域。

圖2 鑄坯等效熱應力、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力沿拉坯方向的變化如圖3所示?？梢?，鑄坯角部的熱應力值遠高于其他部位。這是因為鑄坯角部同時受寬面和窄面的二維冷卻，其冷卻強度遠大于鑄坯其他部位，導致角部冷卻速率最快，從而產生較大的熱應力。鑄坯通過二冷區后，角部溫度回升很小，鑄坯溫度均勻且緩慢下降，熱應力逐漸降低。鑄坯角部并未出現如鑄坯寬面處熱應力劇烈變化的區域2，這是由于鑄坯中心凝固時，其窄面及角部已凝固坯殼較厚且強度較高，所以相比于寬面，鑄坯中心體積強烈收縮，對角部熱應力影響較小。

圖3 鑄坯角部溫度及等效熱應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個熱應力變化劇烈的區域在鑄坯距彎月面約8 m至二冷末端范圍內，如圖1及圖3中區域3所示。分析材料熱膨脹系數可知，在550～750 ℃及950～1 125 ℃，材料的熱膨脹系數變化較大，即鑄坯在這兩個溫度區間的體積收縮率變化速率較大。計算中采用該曲線確定材料基礎物性參數，因此，當鑄坯不同部位進入這兩個溫度區時，其固相收縮的速率差增大，從而出現第3個熱應力劇烈變化的區域。

2.2 熱裂紋高發部位

2.2.1 鑄坯角部

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

從圖4(b)可以看出，鑄坯外表面向內部的應力狀態逐漸由拉應力轉變為壓應力，在距表面11 mm處壓應力達到最大值約16 MPa，而在距表面22 mm對角線處壓應力轉變為約5 MPa的拉應力，此處即為寬面與窄面鑄坯凝固收縮時相互作用而產生拉應力的區域，該區域溫度約1 200 ℃，抗拉強度低，易產生角部熱裂紋，如熱裂趨勢云圖中虛線區域所示。該部位受拉應力作用，同時由鑄坯組織生長特點可知，鑄坯對角線為兩側柱狀晶生長相遇部位，其組織結合松散、具有方向性、偏析嚴重，力學性能較差，極易出現如圖5所示的角部裂紋。圖5為實際生產中發生漏鋼事故的鑄坯照片。Thomas等[12]研究了拉速對鑄坯角部應力狀態的影響，并提出了提高拉速將增大鑄坯角部裂紋形成的概率。鑄坯角部內裂紋的出現主要是由于兩側溫度梯度較大，產生了較大的拉應力，因此在連鑄過程中應適當降低拉速，同時在兩側靠近角部位置適當減少冷卻水量。

2.2.2 鑄坯中心

圖4 距彎月面1.13 m處鑄坯橫截面內平均正應力及熱裂趨勢云圖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時，其強度低、補縮差，通常是中間裂紋形成與發展的區域。當鋼液溫度降到固相線溫度以上20～30 ℃或凝固分數約90%時，樹枝晶開始相互接觸，使其能承受微小的拉應力，但斷面收縮率仍為零，凝固前沿及枝晶間極易脆斷。只有當溫度低于固相線以下30～50 ℃時，固體塑性才開始上升。Kim等[13]、Davies等[14]、Clyne等[15]研究認為，應在鋼的高溫脆性溫度區，即零強度與零塑性溫度區間插入粘滯性溫度區LIT(liquid impenetrable temperature)，從而將兩相區劃分為可補縮區與裂紋形成區，并將該溫度界限定為固相分數fs為0.9時所對應的溫度。在補縮區，液相仍可及時補償晶界內凝固收縮，抑制或修復裂紋；而在裂紋區，搭橋的樹枝晶阻礙了剩余液相的補充，產生的微小裂紋無法得到及時補充而愈合，成為裂紋源。圖6為鑄坯中心等效熱應力及溫度分布曲線。從圖6可見，鑄坯中心并不存在熱應力劇烈變化的區域1，區域2在距彎月面6 m處熱應力達到最大，約5 MPa，在距彎月面約10 m后出現了區域3，其熱應力峰值約2.5 MPa。鑄坯中心處于兩相區時，始終承受一定的熱應力，而樹枝晶界間的殘余液膜并不能承受應力，故可能在枝晶間產生裂紋源，若此時溫度處于裂紋形成區，裂紋源將得不到液相的及時補充，從而形成了中間裂紋。在實際生產中，凝固末端的輕壓下或適當增加寬面中心的冷卻強度將有助于減少或消除中心熱裂紋。

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

3 結論

(1)鑄坯沿拉坯方向存在3個熱應力變化劇烈且峰值較高的區域，分別由于足輥區內坯殼內外溫差及鑄坯溫度回升、鑄坯中心較大體積的固液相變、固相在不同溫度區間收縮速率不同而產生。

(2)在現行工藝條件下，鑄坯在足輥區內由于兩側的凝固收縮在角部對角線處產生拉應力，從而在距彎月面1.13 m角部對角線處易產生熱裂紋；鑄坯中心處于固液兩相區時，距彎月面約6 m的部位易產生中間熱裂紋。