過熱度與拉速對連鑄特厚板微觀組織的影響

徐學華，劉趙衛(wèi)，何 博，高 琦，陳平虎，黃 誠，李曉謙

(1.中國重型機械研究院股份公司，陜西 西安 710032；2.中南大學機電工程學院，湖南 長沙 410083)

過熱度與拉速對連鑄特厚板微觀組織的影響

徐學華1，劉趙衛(wèi)1，何 博1，高 琦1，陳平虎2，黃 誠2，李曉謙2

(1.中國重型機械研究院股份公司，陜西 西安 710032；2.中南大學機電工程學院，湖南 長沙 410083)

連鑄過程衡量溫度場是否合理的兩個重要參數(shù)為出結晶器時的坯殼厚度與整體液穴長度。本文基于有限元方法，采用移動邊界法對2400 mm× 400 mm特厚板坯的溫度場進行模擬，探討拉速與過熱度對坯殼厚度、液穴深度及宏觀組織的影響，并通過其模擬結果綜合考慮選擇合理地拉速與過熱度參數(shù)。仿真結果表明：過熱度為20 ℃、拉速為0.54 m/min的條件時，連鑄坯內(nèi)部質(zhì)量及生產(chǎn)效率達到較好的狀態(tài)，為今后連鑄鋼特厚大型板坯的生產(chǎn)提供理論基礎。

凝固組織；過熱度；鑄造速度；數(shù)值模擬

0 前言

特厚板是社會經(jīng)濟發(fā)展、國防軍工和國家重大工程建設中不可或缺的重要材料，廣泛應用于石油化工、重型機械、模具制造和建筑等行業(yè)。與電渣錠和模鑄鋼錠相比，特厚板坯具有生產(chǎn)率高、成本低以及利于大規(guī)模生產(chǎn)等優(yōu)點。因此，采用特厚板坯作為特厚板坯料將是今后特厚板生產(chǎn)工藝的重要方向之一。目前世界范圍內(nèi)已經(jīng)生產(chǎn)出的連鑄特厚板坯的最大厚度已經(jīng)達到600 mm[1]，我國目前能夠穩(wěn)定生產(chǎn)的連鑄板坯最大厚度基本上都是320 mm[2]。針對這一情況，國內(nèi)不少鋼廠和研究院都開展了對400 mm及以上厚度的特厚板坯的研究工作[3-5]。鑒于現(xiàn)場試驗的復雜性、周期長、高昂成本等因素，并且近年來隨著數(shù)模理論和計算機技術的快速發(fā)展，數(shù)值模擬的計算精度逐步提高，在鋼鐵連鑄領域里發(fā)揮越來越重要的作用。

國內(nèi)外學者對鑄坯的凝固組織模擬進行了大量的研究。白李國等[6]對22CrMoH連鑄坯微觀組織及合金元素影響進行數(shù)值模擬；耿明山等[7]模擬了連鑄圓坯的凝固微觀組織和電磁攪拌下連鑄方坯的凝固組織；Rappaz和Gandin等[8]人成功地預測從柱狀晶到等軸晶的轉變并得到了實驗驗證；Nastac和Stefanescu等[9]人實現(xiàn)了在凝固組織形成過程中的隨機建模。但是針對特厚板坯凝固組織的模擬研究并不是很多。

本文利用測量模擬的鑄坯坯殼厚度、液相穴深度以及鑄坯表面溫度與實際工廠數(shù)據(jù)相對比的方法來預測溫度場，在溫度場合理的基礎上，把CA(元胞自動機法)模型與FE(有限元法)耦合起來預測鑄坯的微觀組織。

1 數(shù)學與物理模型

根據(jù)連鑄過程的凝固傳熱特征，為便于數(shù)值計算求解，通常要針對具體的連鑄過程進行合理的假設，模型的基本假設條件:

(1) 忽略結晶器振動、錐度及保護渣對傳熱的影響；

(2) 不考慮夾輥對熱量傳遞的影響；

(3) 根據(jù)對稱性, 選取鑄坯的1/2作為研究對象。

1.1 溫度場控制方程

溫度控制方程主要由質(zhì)量與能量守恒方程控制，其控制方程如(1)、(2)式所示，其中H熱焓由顯熱與潛熱組成，是隨溫度變化而變化的，其式如(3)：

質(zhì)量守恒方程(1)

能量守恒方程(2)

熱焓方程(3)式中，u,v,w分別為x,y,z方向上的速度分量m·s-1；fL為液相率；ρ為密度，kg·m-3；k為熱傳導率，W·m-1·K-1；cp為比熱容，J·kg-1·K-1；t為時間，s；L為凝固潛熱，J·kg-1；T為節(jié)點溫度，K；H為熱焓，J·mol-1。

1.2 微觀組織場控制方程

合金的凝固主要以異質(zhì)形核為主，本文采用連續(xù)分布函數(shù)dn/d(ΔT)描述晶粒密度的變化。其中dn是由過度ΔT的增加引起的晶粒密度增加。dn/d(ΔT)是由下式的高斯分布確定的[10]：

(4)

式中，ΔTmax是平均形核過冷度，℃；ΔTσ是形核過冷度標準方差，℃；nmax是正態(tài)分布從0到∞積分得到的最大形核密度。且柱狀晶和等軸晶的生長速度可以采用擬合的KGT模型：

v(ΔT)=a2ΔT2+a3ΔT3

(5)

式中，a2,a3分布是擬合多項式的系數(shù)；ΔT為枝晶尖端的總過冷度，℃。

1.3 物理模型

根據(jù)某公司連續(xù)鑄造機參數(shù)，結晶器材質(zhì)為copper，其截面尺寸為2400 mm×400 mm，長度為900 mm；鑄坯垂直段長度為3.11 m，圓弧半徑為11 m，冶金長度為42.66 m。根據(jù)需要按1:1建立模型，其網(wǎng)格采用procast自帶的網(wǎng)格劃分模塊中以六面體的方法完成，如圖1所示。

圖1 物理模型及網(wǎng)格模型示意圖Fig.1 the diagrammatic drawing of physical and mesh model

1.4 模擬條件的確定

鋼液的初始溫度及彎月面處溫度為澆鑄溫度T+ΔT。為了得到較合理地過熱度與鑄造速度，故選過熱度ΔT=10,20,30,40 ℃，鑄造速度v=0.48,0.54,0.60,0.66 m/s作為研究條件。鑄坯材質(zhì)為H13，其主要溶質(zhì)元素及比例如表1所示，根據(jù)procast軟件對鑄造材料H13物性參數(shù)的計算，其液相線溫度為1475 ℃，固相線溫度為1360 ℃；二冷區(qū)分為12段，各段寬窄面的換熱系數(shù)如表2所示。

表1 主要溶質(zhì)元素及比例

表2 二冷區(qū)各段窄面和寬面換熱系數(shù)/kW·m-2·℃-1

2 模擬結果及分析

圖2為鑄造穩(wěn)定后的溫度場示意圖，在一定過冷度條件下，鋼液在結晶器內(nèi)與結晶器內(nèi)壁面接觸換熱，迫使接觸結晶器內(nèi)壁面的鋼液首先凝固形成坯殼，但為了連鑄能夠順利進行，在出結晶器時坯殼厚度必須能夠承受未凝固鋼液的靜壓力，因此需要出結晶器時坯殼厚度為一個重要的考核指標，坯殼凝固厚度的增長服從于凝固定律[11]。其出結晶器坯殼厚度如圖2中插圖a；液芯長度是指從結晶器液面到鑄坯中心液相凝固終了的長度[12]，如插圖2b為凝固末端的溫度場分布，同時溫度場也反應出固相率，因此此處便不再給出相應條件下固相率圖。相應板坯不同位置的表面溫度也是考量鑄坯凝固工藝的一個重要指標。

圖2 鑄坯達到穩(wěn)態(tài)時對稱面的溫度場Fig.2 The temperature field in the steady state of continuous casting

2.1 拉速對鑄坯坯殼厚度、液穴深度及凝固組織的影響

在相同的冷卻條件下，隨著拉速的增加二冷區(qū)各段的冷卻強度相對降低，出結晶器時的坯殼厚度相應減小，凝固末端相對彎月面的距離增大，如表3所示。拉速為0.48 m/min時其出結晶器坯殼厚度為30.15 mm，對應的液穴深度為16.00 m，而當拉速為0.66 m/min時其出結晶器坯殼厚度為22.24 mm，對應的液穴深度為21.72 m，相對拉速為0.48 m/min時出結晶器坯殼厚度降低了26.24%，液穴深度增加了35.75%。拉速對出結晶器坯殼厚度和液穴深度的影響非常大。與此同時，隨著拉速的增加，在相同位置的鑄坯柱狀晶凝固前沿固液混合區(qū)的溫度梯度降低，枝晶尖端生長速率減小，過冷區(qū)間變寬，促進了晶體的形核，從而有利于提高固相率以阻止柱狀晶的生長[13]。

表3 不同拉速下坯殼厚度與液穴深度

圖3 不同拉速下的微觀組織結果Fig.3 The results of microstructure under different casting speed

圖3和表4分別為不同拉速下鑄坯凝固完全后的同一位置截面微觀組織結果和晶粒數(shù)目及尺寸統(tǒng)計結果。從圖表中可以看出，當拉速在較小范圍內(nèi)波動時，鑄坯凝固組織的等軸晶率變化不明顯。其原因在于拉速增大，雖然減小了出結晶器時坯殼厚度，拉長了液穴深度。但是對于凝固宏微觀組織的形核長大影響不大，在冷卻條件一定的條件下，其凝固時間變化較小，因此對于晶粒形核長大影響不大。因此在圖2中等軸晶區(qū)域面積大小基本不變。與此同時，根據(jù)表4結果所得晶粒數(shù)、晶粒平均表面積、晶粒最大表面積及晶粒平均半徑不隨速度的變化而變化。根據(jù)中心區(qū)域等軸晶粒表面積在整個晶粒表面積中所占的比例，可知變化不大。綜上所述，根據(jù)出結晶器時坯殼厚度應防止鋼液靜壓力過大對坯殼造成損壞而導致漏鋼等事故，因此在安全坯殼厚度的前提下選擇較大的鑄造速度，以提高生產(chǎn)效率。故選擇0.54 m/min為較合適的鑄造速度。

表4 不同拉速下的晶粒數(shù)目及尺寸統(tǒng)計結果

2.2 過熱度對對鑄坯坯殼厚度、液穴深度及凝固組織的影響

表5為不同過熱度條件下出結晶器坯殼厚度與液穴深度值，隨著過熱度的逐漸增加其出結晶器坯殼厚度相應減小，液穴深度相對增長。過熱度為10 ℃時，出結晶器坯殼厚度為30.22 mm，液穴深度為18.25 m。而過熱度為40 ℃時，出結晶器坯殼厚度為29.02 mm，液穴深度為20.28 m，相對于過熱度為10 ℃時，其出結晶器坯殼厚度相應降低了3.97%，液穴深度相應增加了11.12%。其變化相對拉速變化對出結晶器坯殼厚度和液穴深度小。原因在于雖然增加了過熱度，但是相對也增大了過冷度，因此過熱度對出結晶器時坯殼厚度的影響較小，但隨著鑄造的進行，二冷區(qū)段的冷卻強度相應降低，第12段的冷卻強度比第一段的冷卻強度降低了10倍之多，且隨著坯殼厚度的不斷增大，鋼液與外界冷卻介質(zhì)的換熱相應變慢，故隨著時間的推移其液穴深度也有較大的變化。

表5 不同過熱度下坯殼厚度與液穴深度值

同時，根據(jù)圖4所示，不同過熱度下的中心區(qū)域鑄坯凝固組織結果變化較大，等軸晶區(qū)域面積亦有較大變化。如表6所示，晶粒數(shù)、晶粒平均表面積、晶粒最大表面積及晶粒平均半徑均隨速度的變化而變化。從圖4和表6中可以看出，隨著鋼液過熱度的增加，同一位置相同面積的晶粒數(shù)量逐漸減少，晶粒平均表面積、晶粒最大表面積以及晶粒平均半徑都呈現(xiàn)增大的趨勢，而且從圖4可以看出鑄坯中心等軸晶比例逐漸減小。當冷卻條件不變時，隨著過熱度的降低，固液界面前沿的溫度梯度也隨之下降，固液界面前沿的成分過冷度大于形核過冷度的趨勢越明顯，在固液界面前沿析出更多新的晶核，并且越多游離的晶粒存留下來，可以阻止并抑制柱狀晶的生長，因此降低過熱度可以大大提高等軸晶率；反之，當鋼液的過熱度過高時，游離在液相中的晶粒傾向于重新熔化，不能成為等軸等軸晶生長的晶核，而且隨著鋼液澆鑄溫度越高，固液界面的溫度梯度就越大，造成晶體形核過冷區(qū)間變窄，有利于柱狀晶的生長，降低等軸晶比例[14]。

圖4 不同過熱度的微觀組織結果Fig.4 The results of microstructure under different degree of superheat

然而，雖然低過熱度鋼液能夠增加中心區(qū)域等軸晶在整體晶粒中的比例，但更大程度上增加了縮孔疏松的幾率。原因在于鋼液凝固過程，將導致收縮，而低過熱度的鋼液還來不及對收縮產(chǎn)生的縮孔及疏松的地方補縮自我凝固形核長大，因此形成縮孔與疏松等缺陷，故一個合適的過熱度，對鑄錠產(chǎn)品質(zhì)量具有重要的作用，并根據(jù)不同過熱度與拉速對出結晶器坯殼厚度、液穴深度及組織的結果所得，過熱度為20 ℃，拉速為0.54 m/min作為2400 mm×400 mm的特厚大型板坯鑄造參數(shù)較為合理。

表6 不同過熱度下的晶粒數(shù)目及尺寸統(tǒng)計結果

3 結論

本文基于ProCAST軟件建立了2400 mm×400 mm特厚板坯的三維穩(wěn)態(tài)模型，利用移動邊界法對其進行模擬仿真，所得結論如下：

(1)一方面，隨著拉速由0.48 m/min增加到0.66 m/min，出結晶器時坯殼厚度降低了26.24%，液穴深度增加了35.75%,但是晶粒相關尺寸的變化不大；

(2)另一方面，隨著過熱度由10 ℃增大到40 ℃時，其出結晶器坯殼厚度的變化率為3.97%，液穴深度相應增加了11.12%，過低過熱度鋼液增大了形核數(shù)，故晶粒數(shù)目較高過熱度的晶粒數(shù)多。

(3)綜合鑄造速度及鋼液過熱度對鑄坯質(zhì)量、產(chǎn)量等因素的影響，以拉速為0.54 m/min，過熱度為20 ℃的工藝參數(shù)作為鑄造2400 mm×400 mm特厚大型板坯的參數(shù)較為合理。

[1] 崔風平,孫瑋,趙乾,等.我國極厚鋼板生產(chǎn)制造技術的發(fā)展[J].山東冶金,2013,35(1):1-6.

[2] 鐘巍.厚板坯連鑄過程流動、傳熱及凝固特征[D].西安:西安建筑科技大學,2013.

[3] Sascha Helmut Skrube,Paul Pennerstorfer,Josef Watzinger,等.新型400 mm厚板坯連鑄機的開發(fā)和應用[J].世界鋼鐵,2013,(6):51-56.

[4] 許曉東,蔣海濤,甑新剛,等.連鑄新技術在首鋼400 mm特厚板坯生產(chǎn)中的應用[J].連鑄,2011,(S1):28-31.

[5] 屈天鵬,韓志偉,馮科,等.420 mm特厚板坯連鑄機生產(chǎn)實踐[J].連鑄,2012,4:23-26.

[6] 白李國,劉海英,張延玲,等.對22CrMoH連鑄坯微觀組織及合金元素影響的數(shù)值模擬[J].北京科技大學學報,2011,33(9):1091-1098.

[7] 耿明山,周守航,韓慶禮,等.連鑄圓坯凝固微觀組織數(shù)值模擬[J].連鑄,2012,(4):10-14.

[8] Rappaz M,Gandin C A.Probabilistic Modeling of Microstructure Formation in Solidification Processes.Acta Metal Master,1993,41(2):345.

[9] Nastac L, Stefanescu D M.Stochastic Modeling of Microstructure Formation in Solidification Processes[J]. Model Simul Master Sci Eng,1997,(5):391.

[10]李日,馬軍賢.鑄造工藝仿真ProCAST從入門到精通[M].北京:中國水利水電出版社,2010.

[11]王雅貞,張巖.新編連續(xù)鑄鋼工藝及設備[M].北京:冶金工業(yè)出版社,2008.

[12]張赫.電渣重熔與圓坯連鑄的數(shù)值模擬[D].沈陽:東北大學,2012.

[13]閔義,劉承軍,王德永,等.37Mn5連鑄圓坯中心等軸晶率預測[J].鋼鐵研究學報,2011,23(10):38-43.

[14]敖鷺,仲紅剛,陳湘茹,等.過熱度對60Si2MnA彈簧鋼連鑄坯凝固組織的影響[J]. 鋼鐵,2010,45(12):68-72.

Effect of superheat and velocity on microstructure in the process of continuous casting

XU Xue-hua1，LIU Zhao-wei1，HE Bo1，Gao-qi1，CHEN Ping-hu2，HUANG Cheng2, LI Xiao-qian2

(1.China heavy machinery research institute Co., Ltd., Xi’an 710032，China；2. College of Mechanical and Electrical Engineering, Central South University, Changsha 410000, China)

There are two important parameters that measuring whether the temperature filed is reasonable or not, which are the shell thickness and the liquid core length. This article is based on the finite element method, using the method of moving boundary to simulate the temperature field of the slab 2400 mm × 400 mm, effect of the casting speed and superheat degree on the shell thickness , the core depth and the macro-microstructure. The simulation results show that a better state to achieve internal quality and production efficiency of continuous casting billet with 20 ℃ superheat degree is and 0.54 m/min casting speed, to provide a theoretical basis for cast steel thick and large slab production in the future.

solidification structure; degree of superheat; casting speed; numerical simulation

2015-11-18；

2015-12-14

徐學華(1965-)，男，中國重型機械研究院股份公司教授級高工，主要研究方向：連鑄設備及工藝。

TF777.1

A

1001-196X(2016)03-0050-05