高拉速非正弦振動連鑄結(jié)晶器內(nèi)振痕的形成機理研究

1、高拉速非正弦振動連鑄結(jié)晶器內(nèi)振痕的形成機理研究孟祥寧 朱苗勇 江中塊 冷祥貴 程乃良(東北大學(xué)材料與冶金學(xué)院 , 沈陽 110004 (上海梅山鋼鐵股份有限公司煉鋼廠,南京 210039摘 要 : 通過分析振動周期內(nèi)彎月面初凝坯殼的受力,闡述了連鑄板坯表面振痕形成過程,解釋了關(guān)于振痕生成位 置的“附加液體容積”模型。結(jié)果表明:彎月面初凝坯殼在鋼水靜壓力、摩擦力和保護渣渣道壓力作用下隨凝固進 程形成振痕,振痕生成位置主要取決于初凝坯殼固液混合區(qū)的固相分率。 關(guān)鍵詞 : 連鑄結(jié)晶器,非正弦振動,高拉速,振痕形成Mechanism of the Formation of Oscillation Ma

2、rks in Slab Continuous Casting Mold with Non-sinusoidal Oscillation and High Casting SpeedMENG Xiangning, ZHU Miaoyong, JIANG Zhongkuai1 , LENG Xianggui1 , CHENG Nailiang1School of Materials and Metallurgy, Northeastern University, Shenyang 1100041 Steelmaking Plant, Shanghai Meishan Iron and Steel

3、Co., Ltd, Nanjing 210039Abstract Oscillation marks formation for slab continuous casting was expatiated through stress analyses of initial solidifying meniscus shell during an oscillation cycle, and the “ Extra Liquid Volume ” model about position of oscillation marks formation was explained. The re

4、sults show that ferrostatic pressure, friction force and flux channel pressure act on shell bring on oscillation marks along with solidification progress, and the marks position primarily lies on solidified mass fraction of solidifying shell mushy zone.Key Words continuous casting mold, non-sinusoid

5、al oscillation, high casting speed, oscillation marks formation振痕是連鑄坯特有的表面現(xiàn)象,作為表面裂紋、皮下夾渣和偏析等缺陷的主要發(fā)源地,嚴重影響連鑄坯的表面 質(zhì)量 1。 振痕主要表現(xiàn)為“凹陷”型和“鉤”型兩種形式, 至今有關(guān)振痕形成的模型和理論可歸納為彎月面初凝坯殼 受結(jié)晶器內(nèi)熱和力的綜合作用 2,3。穩(wěn)定操作下,振痕的形成受鋼水過熱度、冷卻水量和拉速等工藝條件波動的影響小且穩(wěn)定,而被廣泛接受的“保護渣作用”機理指出,結(jié)晶器往復(fù)振動產(chǎn)生周期性施加于初凝坯殼上的機械力是形成振痕的主要原因 4。本文計算了拉速 2.0 mmin-1澆

6、鑄 SPHC(C0.08%鋼種時板坯寬面彎月面區(qū)摩擦力、渣道壓力和鋼水靜壓力, 分析了振動周期不同時刻初凝坯殼的受力情況,描述了高拉速穩(wěn)定操作下連鑄坯表面振痕在機械力作用下的形成過 程,解釋了關(guān)于振痕生成位置的“附加液體容積”模型,指出坯殼固液混合區(qū)的固相分率值是決定振痕產(chǎn)生位置的 主要因素。1 數(shù)學(xué)模型的建立 1.1 摩擦力計算模型結(jié)晶器內(nèi)摩擦力分為液態(tài)渣膜中黏性牛頓流體運動產(chǎn)生的液體摩擦力和鋼水靜壓力引起結(jié)晶器壁與凝固坯殼表 面庫侖摩擦生成的固體摩擦力。(l c m f l /d v v f -= (1 s s s p f = (2 gh p p s I s += (3式中, d l 為液

7、渣膜厚度, mm ; f l , f s 為單位面積液體摩擦力和固體摩擦力, Pa ; h 為彎月面下距離, mm ; p I 為渣道入口壓力, Pa ; p s 為鋼水靜壓力, Pa ; v c 為拉速,mmin-1; v m 為結(jié)晶器振動速度, m min -1; s 為固體摩擦系數(shù); f為保護渣黏度,Pas ; s 為鋼水密度, kg m -3。假設(shè)保護渣充滿整個氣隙,坯殼只有垂直拉坯方向的穩(wěn)態(tài)傳導(dǎo)傳熱,渣膜和坯殼內(nèi)溫度均呈線性分布,忽略凝 固相變引起的坯殼力學(xué)行為,考慮坯殼為不可壓縮材料,則 h 處液渣膜厚度由以下各式計算 5:(f f 0l /G T T d -= (4 (d T T

8、 G /m 0f -= (5 (c h0n s 22u Lh L T T d n n -= (6 式中, d 為總渣膜厚度, mm ; G f 為渣膜內(nèi)溫度梯度, mm -1; L 為結(jié)晶器寬度, mm ; n 為坯殼溫度節(jié)點 (n =0,1,2, n ;T 0為鑄坯表面溫度,; T f 為保護渣熔點,; T m 為結(jié)晶器熱面溫度,; T n 為坯殼節(jié)點溫度,; u c 為銅板變形量,mm ; h 為鑄坯線性收縮系數(shù), -1; 為結(jié)晶器錐度, %。熱面溫度由熱平衡關(guān)系計算,結(jié)晶器內(nèi)傳熱控制方程為:0= + + z T z y T y x T x (7計算銅板冷卻水槽熱流時對流換熱系數(shù)由經(jīng)驗式確

9、定 :4. 0w w w 8. 0ww w w w w w 0.023 =C v d d h (8式中, C w 為比熱, J kg -1K-1; d w 為水槽當量直徑, mm ; h w 為對流換熱系數(shù),Wm-2K-1; q 為熱流密度, W m -2; T 為溫度變量,; v w 為流速,ms-1; 為導(dǎo)熱率, W m -1K -1; w 為黏度,Pas ; w 為密度, kg m -3;下標 w 指 冷卻水。銅板、背板及整個結(jié)晶器構(gòu)架的連接比較復(fù)雜,建立三維有限元彈塑性力學(xué)模型,結(jié)晶器熱彈性應(yīng)力-應(yīng)變方 程為:(T L L L L +-+=21kk 2ij ij 1ij 322 (9銅

10、板內(nèi)較大溫度梯度產(chǎn)生的熱應(yīng)力使銅板塑性變形,銅板應(yīng)力應(yīng)變包括彈性、塑性和熱應(yīng)變。Tij p ij e ij ij += (10式中, L 1, L 2為 Lam系數(shù); T 為溫度變化量, ; 為熱膨脹系數(shù), -1; ij為方程系數(shù) (i=j, ij =1; ij, ij =0;kk為正應(yīng)變; ij為應(yīng)力應(yīng)變; e ij , p ij , Tij 為彈性、塑性和熱應(yīng)變; ij為熱彈性應(yīng)力, Pa 。1.2 渣道壓力計算模型粘附于彎月面上方結(jié)晶器壁的渣圈的厚度隨拉速提高大幅下降,忽略高拉速下渣圈對渣道壓力的影響,得圖 1簡化的渣道模型, (0,L I 和 (h E , L E 及 (0,S I 和

11、 (h E , S E 為渣道入口和出口處固態(tài)渣膜和初凝坯殼坐標,固態(tài)渣膜和彎月 面輪廓曲線方程為 L (x 和 S (x ,渣道出口壓力為 p E 。為計算渣道內(nèi)壓力分布,假設(shè):(1 彎月面為剛性固體凝殼,計算中凝殼形狀不變;(2 固態(tài)渣膜輪廓不變,液態(tài)渣流動穩(wěn)定,渣道內(nèi)壓力場和速度場為瞬間建立; (3 液態(tài)渣為牛頓流體,密度和黏度不變,忽略其慣性力; (4 液態(tài)渣僅有 x 軸方向速度。 圖 1 保護渣道模型 圖 2 非正弦振動波形曲線保護渣道內(nèi)壓力梯度方程和連續(xù)性方程為:g yv x p f 2x2f d d += (11(0d d d d x = =x S x L dy v xx Q (

12、12其中 v x 為剛性坯殼與保護渣間相對速度:v x = v f v c (13式中, p 為壓力變量, Pa ; Q 為保護渣耗量, kg m-2; v f 為保護渣流速, m min -1; f 為保護渣密度, kg m -3。圖 1中求解式 (11和式 (12的邊界條件為: (1 0 x h E , y = L (x , v x = v m -v c ; (2 0 x h E , y = S (x , v x = 0; (3 x = 0, L I y S I , p = p I ; (4 x = h E , L E y S E , p = p E 。 解得保護渣渣道壓力方程為:(E I

13、 E E f E c m f c m f f I f 66h x p p gh h v v x v v gx p x p -+-+= (14其中, (x L x S x x-=021, (dx x L x S x x-=031。式 (14右側(cè)前兩項為渣道入口壓力和隨 h 增大的液態(tài)渣靜壓力,無論結(jié)晶器振動與否,這兩項均存在,定義為渣道 固有壓力 p c ,后兩項隨結(jié)晶器振動速度變化,定義為渣道動態(tài)壓力 p d 。1.3 渣道形狀計算模型曲線 L (x 和 S (x 解析式可由 1.1節(jié)渣膜厚度計算結(jié)果進行回歸分析得到。(=ni ii x a x L 0 (15(=ni ii x b x S 0

14、(16考慮渣道長度為彎月面高度,則由 Bikerman 彎月面形狀方程中毛細管常數(shù)的渣道長度為 6:gl f s fs f 2-=- (17式中, l f 為保護渣渣道長度, mm ; s-f為鋼渣間界面張力, N m -1。其中,鋼渣界面張力由 Girifalco and Good方程 (18計算:(5. 0f s f s f s 2-+=- (18式中, f , s 為保護渣和鋼水表面張力,Nm-1; 為界面系統(tǒng)特性值。1.4 非正弦振動波形隨結(jié)晶器振動周期性施加于初凝坯殼上的機械作用形成振痕,圖 2為一種具有上振平緩、正滑脫時間長、負滑 脫時間短和產(chǎn)生一定負滑脫量等最佳振動模式特點的非正

15、弦振動形式 7,波形曲線由水平線段 bc 、拋物線段 cd 、余 弦線段 deg 、拋物線段 gj 和水平線段 jl 光滑連接而成。 t N 為負滑脫時間。2 計算結(jié)果及振痕形成過程描述經(jīng)分析比較,采用擬和良好的 6次方程作為曲線 L (x 和 S (x 的解析式,同時考慮結(jié)晶器內(nèi)鋼渣間垂直拉坯方向 相互作用較小, 認為系統(tǒng)特性 為 0, 得 l f 約為 8.25 mm , 本文取保護渣道長 8 mm , 這與 Schwerdtfeger 和 Szekeres 等人結(jié)果也基本一致。圖 2曲線對稱,選取波形曲線 c 點、 d 點、 p 點、 r 點(pe 時段中點和 e 點等計算坯殼受力狀況。

16、假設(shè)渣道出 口和入口間壓力差為液態(tài)渣靜壓力,取渣道入口壓力為 140 Pa, n =10, s =0.25。圖 3為鋼水靜壓力和摩擦力計算結(jié)果。鋼水靜壓力和固體摩擦力隨 h 增加而線性增大,液體摩擦力在最大上振 速率 bc 段和最大下振速率 e 點分別表現(xiàn)為最大拉應(yīng)力和最大壓應(yīng)力,在振動速率與拉速速率相等的 p 點,結(jié)晶器與 鑄坯相對靜止,液體摩擦力為 0。液體摩擦力隨結(jié)晶器振動波形的變化在最大拉應(yīng)力和最大壓應(yīng)力間周期性改變。圖 3 鋼水靜壓力和摩擦力 圖 4 保護渣渣道壓力圖 4為渣道壓力和渣道動態(tài)壓力計算結(jié)果。保護渣道入口和出口與開闊空間連通,有利于壓力釋放,而渣道中 部較為封閉,受振動作

17、用較為顯著,因此渣道壓力和渣道動態(tài)壓力值及變化量在渣道入口和出口處小而在渣道中部 位置很大。渣道壓力在最大上振速率 bc 段和最大下振速率 e 點分別表現(xiàn)為最大負壓和最大正壓,在振動速率與拉速 速率相等的 p 點,結(jié)晶器與鑄坯相對靜止,渣道內(nèi)僅為渣道固有壓力。渣道壓力在最大正壓和最大負壓間周期性變 02468-200p s , P ah , mmr p c d ef s , P af l , P a2468-3000-2000-10000100020003000p f , P adepcrp d , P ah , mmp d p f化,也與振動波形一致。圖 5給出隨結(jié)晶器振動的初凝坯殼受力情況

18、。振動 bc 段,較大負壓抽吸保護渣進入渣道,坯殼主要受來自鋼水 靜壓力和摩擦力的向上向外的合力,將坯殼推向結(jié)晶器壁,若該力突破坯殼自身機械強度和同時吸入的保護渣對坯 殼施加作用力,會在鑄坯表面生成裂紋,甚至拉漏,振動至 d 點,渣道壓力和摩擦力均減小,雖有保護渣進入渣道, 仍可忽略靜壓力對坯殼的作用,坯殼更加不容易被推向結(jié)晶器壁,振動至渣道動態(tài)壓力和摩擦力均為 0的 p 點,坯 殼只承受鋼水靜壓力和渣道固有壓力,此時渣道內(nèi)保護渣量達最大,隨后振動進入負滑脫,渣道內(nèi)產(chǎn)生正壓,除將 保護渣擠壓出渣道和抵消鋼水靜壓力外,其余部分(p 與摩擦力一起對坯殼形成向內(nèi)向下的作用,持續(xù)到 e 點達 到最大,

19、該作用使坯殼變形,形成類似“勺”狀的“凹陷”型振痕,波形曲線對稱點受力情況相同,整個過程中, 當有較大液面波動時,則鋼水液面會溢過坯殼生成“鉤”型振痕,尤其在坯殼不容易被推向結(jié)晶器壁的 c 點到 j 點 的較短時間段內(nèi)最容易生成此類振痕。振動周期中只在渣道正壓最大的 e 點附近形成一個“凹陷”型振痕,渣道正 壓越大振痕越深,這與振痕出現(xiàn)的周期性一致,而穩(wěn)定操作下,振動 c 點到 j 點范圍內(nèi)形成的“鉤”型振痕并不普 遍,也符合實際。 圖 5 坯殼受力狀態(tài)Lainez 和 Busturia 的實驗表明,振痕可能形成于彎月面下某處,振痕生成位置與結(jié)晶器液面間存在一段鋼液, 即“附加液體容積” (E

20、LV 模型,從而使渣圈形成振痕的觀點受到質(zhì)疑。筆者認為,渣圈并非形成振痕的決定因素, 尤其拉速較高時振痕完全可能在彎月面下生成,振痕生成位置應(yīng)取決于凝固坯殼中固液混合區(qū)固相分率值,因為在 進行摩擦力和渣道壓力計算時均假定彎月面為具有一定剛度的固體凝殼,而彎月面初凝坯殼也許并不具備所要求的 剛度,若彎月面下某處固相分率滿足振痕形成條件,則該處坯殼在上述機械作用下可形成振痕,而“鉤”型振痕則 是由坯殼上部未達合適固相分率值的糊狀鋼液溢流生成。3 結(jié)論(1 高拉速下初凝坯殼受結(jié)晶器內(nèi)摩擦力、保護渣渣道壓力和鋼水靜壓力作用隨凝固進程形成振痕?！鞍枷荨?型振痕主要在負滑脫段較大渣道正壓作用下周期性生成,渣道壓力越大,振痕越深,“鉤”型振痕則多由結(jié)晶器較 大液面波動引起的鋼水溢流產(chǎn)生,穩(wěn)定操作下并不普遍。(2 渣圈并非振痕形成的決定因素,尤其高拉速下振痕生成位置主要取決于凝固坯殼中固液混合區(qū)