超寬板坯包晶鋼連鑄初生坯殼應(yīng)力的數(shù)值模擬

梁志剛，王 楠，趙 亮，鄒宗樹(shù)

(1.東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，沈陽(yáng) 110819;2.包頭鋼鐵集團(tuán)有限公司 薄板坯連鑄連軋廠，內(nèi)蒙古 包頭 014010)

超寬板坯包晶鋼連鑄初生坯殼應(yīng)力的數(shù)值模擬

梁志剛1，2，王 楠1，趙 亮1，鄒宗樹(shù)1

(1.東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，沈陽(yáng) 110819;2.包頭鋼鐵集團(tuán)有限公司 薄板坯連鑄連軋廠，內(nèi)蒙古 包頭 014010)

利用商業(yè)軟件計(jì)算了超寬包晶鋼連鑄過(guò)程中初生坯殼所受應(yīng)力.研究結(jié)果表明，由于包晶反應(yīng)引起的體積收縮，包晶成分鋼種的凝固坯殼表面應(yīng)力顯著大于非包晶鋼成分鋼種，在距鑄坯中心約200～400 mm處應(yīng)力出現(xiàn)極大值;隨板坯寬度的增加，坯殼表面應(yīng)力增大，應(yīng)力極值點(diǎn)向坯殼中心方向移動(dòng);連鑄工藝參數(shù)直接影響包晶鋼表面應(yīng)力大小，隨過(guò)熱度減小，拉速增加，結(jié)晶器冷卻強(qiáng)度減弱，坯殼表面應(yīng)力減小，鑄坯表面裂紋發(fā)生概率降低.在本研究條件下，對(duì)斷面為3 200 mm×150 mm的鑄坯，適宜的過(guò)熱度為15～25℃，拉速為1.2 m/min，結(jié)晶器寬面冷卻強(qiáng)度為5 500 L/min.

連鑄;包晶鋼;超寬板坯;應(yīng)力;數(shù)值模擬

在包晶鋼與亞包晶鋼(碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.09%～0.17%)連鑄生產(chǎn)過(guò)程中，包晶反應(yīng)伴隨的體積收縮常常會(huì)引起鑄坯表面縱裂缺陷的產(chǎn)生.隨著鑄坯斷面寬度增加，凝固坯殼收縮量增大，形成表面縱裂的概率增大.表面縱裂是包晶鋼連鑄常見(jiàn)表面缺陷之一，嚴(yán)重影響板坯成材率.隨著我國(guó)板材比的增加，近年國(guó)內(nèi)投產(chǎn)了多臺(tái)超寬板坯(寬度3 m以上)鑄機(jī).在這些超寬板坯鑄機(jī)生產(chǎn)的鋼種中，(亞)包晶鋼成分鋼種占有相當(dāng)比率.因此，減少寬板坯鑄坯表面縱裂缺陷，提高鑄坯一次合格率，是備受關(guān)注的寬板坯連鑄問(wèn)題之一.

大量研究結(jié)果表明，結(jié)晶器內(nèi)初生坯殼的不均勻生長(zhǎng)是亞包晶鋼鑄坯縱裂產(chǎn)生的主要原因［1，2］.關(guān)于初生坯殼表面所受應(yīng)力的數(shù)值計(jì)算，已有很多研究［3，4］，在這些數(shù)值計(jì)算中，一般只考慮溫度對(duì)凝固坯殼線膨脹系數(shù)的影響，并未考慮包晶相變的影響.因此，本文在考慮相變對(duì)膨脹系數(shù)影響的基礎(chǔ)上，研究連鑄工藝條件對(duì)坯殼表面應(yīng)力的影響，為減少包晶鋼板坯表面縱裂的發(fā)生提供理論依據(jù)和基本工藝參數(shù).

1 模型建立

1.1 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分

研究對(duì)象的板坯尺寸為3 200 mm×150 mm.根據(jù)板坯的對(duì)稱(chēng)性，選取鑄坯的1/4部分作為研究對(duì)象［5］，采用四節(jié)點(diǎn)四邊形等參單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分.為減少運(yùn)算量，采用網(wǎng)格加密方法，對(duì)坯殼區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，這樣既可以保證計(jì)算精度，又可以降低運(yùn)算時(shí)間.網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖1所示.

圖1 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分Fig.1 Grid distribution of simulating zone

1.2 基本假設(shè)

(1)鑄坯橫向傳熱速率遠(yuǎn)大于縱向傳熱速率，因此可忽略拉坯方向傳熱;

(2)拉速恒定時(shí)，連鑄坯傳熱處于穩(wěn)定狀態(tài);

(3)鋼的物性參數(shù)僅與溫度有關(guān)，與空間位置無(wú)關(guān);

(4)鋼的各相密度視為常量，忽略凝固前沿的密度差;

(5)鑄坯液芯內(nèi)部的對(duì)流傳熱通過(guò)有效導(dǎo)熱系數(shù)來(lái)體現(xiàn);

(6)結(jié)晶器表面為絕熱傳熱條件.

1.3 控制方程

1.4 初始與邊界條件

(1)初始條件

彎月面處鑄坯溫度均勻分布，各節(jié)點(diǎn)初始溫度等于鋼水澆注溫度T0，即:

式中，qk是鑄坯寬面熱流密度;qk0是鑄坯寬面初始熱流密度;qz是鑄坯窄面熱流密度;qz0是鑄坯窄面初始熱流密度.

1.5 線膨脹系數(shù)

圖2為碳鋼的瞬時(shí)線性熱膨脹系數(shù)曲線.當(dāng)碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.12%時(shí)，由于包晶反應(yīng)，使得熱膨脹系數(shù)在兩相區(qū)發(fā)生突變;而當(dāng)碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.2%時(shí)，由于包晶反應(yīng)只在1 495℃發(fā)生，對(duì)熱膨脹系數(shù)的影響很小，因而鋼的熱膨脹系數(shù)沒(méi)有發(fā)生突變.

圖2 碳鋼的瞬時(shí)線性熱膨脹系數(shù)曲線Fig.2 Linear thermal expansion coefficient of carbon steel

2 結(jié)果與討論

圖3為結(jié)晶器出口處不同碳含量的3 200 mm×150 mm板坯寬面從中心到角部的應(yīng)力變化.可以看出，在中心區(qū)域及角部位置的應(yīng)力值較大，其中在距寬面中心400 mm范圍內(nèi)應(yīng)力值增大并達(dá)到極值，然后逐漸減小，變化平穩(wěn)，并在角部位置急劇增加.因此可以認(rèn)為距寬面中心400 mm處和角部位置容易發(fā)生板坯裂紋.此外，從圖3還可看出，雖然兩鋼種鑄坯表面應(yīng)力變化趨勢(shì)基本相同，但對(duì)于包晶鋼成分條件，其表面應(yīng)力明顯高于非包晶鋼種.因此，與未發(fā)生包晶反應(yīng)的鋼種相比，包晶鋼成分的鋼種更容易形成鑄坯表面縱裂缺陷.

圖4為不同斷面尺寸的鑄坯寬面從中心到角部位置的應(yīng)力分布.不同斷面尺寸的鑄坯，表面應(yīng)力分布的趨勢(shì)基本一致，均表現(xiàn)為在鑄坯寬面中心20%附近應(yīng)力出現(xiàn)極大值，而后逐漸減小，在靠近角部位置急劇上升.但隨著板坯寬度的不同，在鑄坯寬面上的應(yīng)力極值及其發(fā)生位置也隨之改變，隨著寬度的增加，不僅應(yīng)力大小增加，應(yīng)力極值點(diǎn)即裂紋敏感區(qū)域也向?qū)捗嬷行囊苿?dòng).

圖5為過(guò)熱度對(duì)鑄坯表面應(yīng)力分布的影響.隨鋼水過(guò)熱度提高，鑄坯寬面上的應(yīng)力極值向?qū)捗嬷行囊苿?dòng)，應(yīng)力極大值隨之增大，表明寬面中心附近形成裂紋的趨勢(shì)增大.因此，應(yīng)適當(dāng)降低鋼水過(guò)熱度，有利于降低鑄坯表面裂紋發(fā)生概率.

對(duì)模擬斷面尺寸為3 200 mm×150 mm的鑄坯，當(dāng)澆注溫度為1 530℃、拉速為1.0 m/min時(shí)，在不同的冷卻強(qiáng)度下鑄坯表面上的應(yīng)力分布如圖6所示.可以看出，隨冷卻水流量的增加，鑄坯表面的應(yīng)力極值表現(xiàn)出增大趨勢(shì).當(dāng)冷卻水流量為5 500 L/min時(shí)，鑄坯表面應(yīng)力極值減小，表明結(jié)晶器冷卻強(qiáng)度減小，凝固坯殼厚度的不均勻性降低.鑄坯表面的應(yīng)力極值減小，有助于減少鑄坯表面裂紋的發(fā)生.但隨著冷卻強(qiáng)度的進(jìn)一步降低，形成的坯殼變薄，且鑄坯角部附近的應(yīng)力值增大，這將會(huì)增加角部裂紋和漏鋼的危險(xiǎn).

圖7為不同拉速條件下結(jié)晶器出口處鑄坯寬面表面應(yīng)力分布.可以看出，當(dāng)拉速?gòu)?.0 m/min提高到1.2 m/min時(shí)，鑄坯表面應(yīng)力極值明顯降低.這是由于拉速的提高，與降低冷卻強(qiáng)度相似，凝固坯殼變薄，厚度不均勻性減小，應(yīng)力極值減小.但繼續(xù)提高拉速至1.5 m/min時(shí)，雖然應(yīng)力極值進(jìn)一步略有降低，由于生成的凝固坯殼過(guò)薄，容易造成漏鋼事故.因此，拉速不宜過(guò)大，以保證凝固坯殼厚度.在本研究條件下，適宜的拉速為1.2 m/min左右.

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)超寬板坯包晶鋼凝固坯殼表面應(yīng)力分析，得出如下結(jié)論.

(1)由于包晶反應(yīng)引起的體積收縮，包晶成分鋼種的凝固坯殼表面應(yīng)力顯著大于非包晶鋼成分鋼種，其中應(yīng)力極值點(diǎn)出現(xiàn)在距鑄坯中心約200～400 mm處.

(2)隨著板坯寬度的增加，坯殼表面應(yīng)力增大，應(yīng)力極值點(diǎn)向坯殼中心方向移動(dòng).

(3)連鑄工藝參數(shù)直接影響包晶鋼表面應(yīng)力大小.隨過(guò)熱度減小、拉速增加以及結(jié)晶器冷卻強(qiáng)度減弱，坯殼表面應(yīng)力減小，鑄坯表面裂紋發(fā)生概率降低.在本研究條件下，對(duì)斷面尺寸3200 mm×150 mm的鑄坯，適宜的過(guò)熱度為15～25℃，拉速為1.2 m/min，結(jié)晶器寬面冷卻強(qiáng)度(冷卻水流量)為5 500 L/min.

［1］Adri M， MuchtadienA， MuhammadS， etal. Recent improvement of continuous casting practice for high quality free surface defect slab product of gas cylinders application［J］.鋼鐵，2004，39(S9):365－368.

［2］Bernadette W，Michael H，Klaus H，et al.Improvement of surface quality on peritectic steel slabs［J］.Steel Research，2002，73(1)，15－19.

［3］荊德君，蔡開(kāi)科.連鑄結(jié)晶器內(nèi)熱－力耦合狀態(tài)有限元模擬［J］.金屬學(xué)報(bào)，2000，36(4):404－406.

(Jing De－jun，Cai Kai－ke.Finite element simulation of thermo－mechanically coupled states in continuous casting mold［J］.Acta Metallurgica Sinica，2000，36(4):403 －406.)

［4］Suzuki M，Hayashi H，Shibata H，et al.Simulation of transversecrack formation on continuously castperitectic medium carbon steel slabs［J］.Steel Research，1999，70(10):412－419.

［5］Voller V R，Swaminathan C R，Thomas B G.Fixed grid techniques forphase change problems:areview ［J］.International Journal for Numerical Methods in Engineering，1990，30(8):875－898.

［6］Mazumdar D.A Consideration about the concept of effective thermal conductivity in continuous casting［J］.ISIJ Int，1989，29(6):524－528.

［7］閆小林.連鑄過(guò)程原理及數(shù)值模擬［M］.石家莊:河北科學(xué)技術(shù)出版社，2001.

(Yan Xiao－lin.Principle of continuous casting and numerical simulation［M］.Shijiazhuang:Heibei Science and Technology Press，2001.)

［8］陳雷.連續(xù)鑄鋼［M］.北京:冶金工業(yè)出版社，1994.

(ChenLei.Continuous castingof steel［M］.Beijing:Metallurgical Press，1994.)

Numerical simulation of stress field in a wide slab mould of peritectic steel continuous casting

LIANG Zhi-gang1，2，WANG Nan1，ZHAO Liang1，ZOU Zong-shu1

(1.School of materials and metallurgy，Northeastern University，Shenyang 110819，China;2.Plant of thin slab continuous casting and rolling，Baotou Iron ＆ Steel Co.Ltd，Baotou 014010，China.)

A numerical simulation of the thermal stress field of the solidified shell in the mold during continuous casting of peritectic steel slab was calculated with commercial software.The results showed that the thermal stress on the wide surface of the solidified shell was larger for peritectic steel slab than that for non－peritectic steel，and the maximal stress was located at 200～400 mm away from the central line.With increment of slab width，the thermal stress increased and the maximal stress moved towards the central line.In addition，the stress was also influenced by operating parameters，and it decreased with decrease of superheat degree，increment of drawing speed and decrease of cooling intensity in the mold.For the slab with section size of 3 200 mm ×150 mm，the proper casting speed was around 1.2 m/min，with cooling intensity of 5 500 L/min while the superheat degree was 15℃ to 25℃ in order to prevent longitudinal crack occurring during peritectic steel continuous casting in present study conditions.

continuous casting;peritectic steel;super－wide slab;stress;numerical simulation

TF713.1

A

1671-6620(2011)03-0176-04

2011-05-30.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目 (51074039，51174052).

梁志剛(1967—)，男，河北省阜城人，高級(jí)工程師;鄒宗樹(shù) (1958—)，男，山東章丘人，東北大學(xué)教授，博士生導(dǎo)師.