冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)連鑄結(jié)晶器銅板應(yīng)力分布的影響

孟祥寧，王衛(wèi)領(lǐng)，朱苗勇

(東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，沈陽(yáng) 110819)

冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)連鑄結(jié)晶器銅板應(yīng)力分布的影響

孟祥寧，王衛(wèi)領(lǐng)，朱苗勇

(東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，沈陽(yáng) 110819)

建立板坯連鑄結(jié)晶器三維有限元熱彈塑性結(jié)構(gòu)模型，計(jì)算銅板等效應(yīng)力及冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)其影響。研究表明，冷卻結(jié)構(gòu)和傳熱條件決定銅板熱面特定力學(xué)行為規(guī)律，寬面和窄面熱面中心線應(yīng)力分布規(guī)律相似，冷卻結(jié)構(gòu)尺寸并不改變銅板橫截面應(yīng)力分布的趨勢(shì)。銅板厚度每增加5 mm，結(jié)晶器上部應(yīng)力僅增大5～7 MPa，而鎳層區(qū)域變化明顯，寬面和窄面最大增幅分別約為60 MPa和50 MPa；鎳層每加厚1 mm，寬面和窄面鎳層中上部應(yīng)力提升約20 MPa，而窄面鎳層下部應(yīng)力下降較急劇；當(dāng)水流量和水溫差恒定時(shí)，水槽深度增加，熱面中心線應(yīng)力減小，每加深2 mm，結(jié)晶器上部下降不足5 MPa，而下部變化較大，最大量達(dá)20 MPa。

板坯連鑄；結(jié)晶器；冷卻結(jié)構(gòu)；銅板應(yīng)力分布；有限元分析

Abstract:A three-dimensional finite-element thermal-stress model of slab continuous casting mold was conducted to predict the equivalent stress on copper plates and its change caused by cooling structure. The results show that special stress distribution of hot surface is mainly governed by the cooling structure and heat-transfer conditions in mold, the stress distributions of hot surface centricities at wide and narrow faces are similar, and the stress trend of cross-sections of copper plates does not change with the geometry of cooling structure. The stress at upper surface of mold only increases 5?7 MPa with the thickness of copper plate increasing 5 mm, and that in regions with nickel layers is obviously promoted to the maximums of 60 MPa and 50 MPa on wide and narrow faces, respectively. In the upper nickel layers, the stress increases approximately 20 MPa with the thickness increases of nickel layers by 1 mm, while represents rapid decline on narrow faces in lower nickel layers. The stress is depressed with the depth of cooling water slots with constant flow rate and temperature difference of cooling water, and changed less than 5 MPa with each deepening 2 mm in upper mold and maximum in lower mold can be up to 20 MPa. Also, a series of rational suggestions are proposed for optimizing cooling structure in order to reduce the abrupt stress and stress concentration.

Key words:slab continuous casting; mold; cooling structure; stress distribution; finite element analysis

連續(xù)鑄鋼凝固顯熱和潛熱大量散失于一次冷卻區(qū)，使結(jié)晶器承受巨大熱負(fù)荷，由此產(chǎn)生熱應(yīng)力誘發(fā)結(jié)晶器銅板的彈性和塑性變形及高溫蠕變等，一方面縮短了設(shè)備使用壽命，另一方面銅板的高溫形變導(dǎo)致結(jié)晶器壁與初始凝固坯殼間接觸狀態(tài)變化，雖然這種變形量相對(duì)較小，仍顯著制約傳熱的均勻性和穩(wěn)定性，從而影響澆鑄操作和鑄坯質(zhì)量[1?4]。因此，揭示特定溫度、載荷下結(jié)晶器銅板應(yīng)力分布規(guī)律，并分析冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)其影響是維持連鑄順行和改善產(chǎn)品質(zhì)量的關(guān)鍵，也是深入研究結(jié)晶器冶金理論的基礎(chǔ)。盡管以往許多研究更關(guān)注于凝固坯殼在冷卻作用下的傳熱、凝固和收縮等行為機(jī)理[5?8]，并基于此為優(yōu)化冷卻機(jī)制和設(shè)計(jì)適宜錐度等提供依據(jù)，但作為冶金過(guò)程大型反應(yīng)器的連鑄結(jié)晶器，其結(jié)構(gòu)卻很難輕易更改，而其受熱和機(jī)械應(yīng)力影響又非常顯著，則掌握結(jié)晶器銅板應(yīng)力分布規(guī)律，并闡明冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)其影響，更是改進(jìn)澆鑄操作和改善設(shè)備結(jié)構(gòu)的前提和保障。O’CONNOR和DANTZIG[9]通過(guò)有限元方法確定漏斗型薄板坯連鑄結(jié)晶器銅板溫度，由此計(jì)算銅板熱力學(xué)行為狀態(tài)，分析澆鑄過(guò)程參數(shù)對(duì)結(jié)晶器使用壽命的影響。PARK等[10?11]采用間接耦合法，將基于實(shí)測(cè)的熱流密度施于薄板坯連鑄結(jié)晶器銅板彈塑性力學(xué)行為分析，模擬銅板變形和殘余應(yīng)力，闡明漏斗型和直型結(jié)晶器熱力學(xué)行為規(guī)律。LIU和ZHU[12]建立三維有限元分析模型，計(jì)算常規(guī)板坯連鑄結(jié)晶器銅板溫度分布和變形，考察冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)銅板熱力學(xué)行為影響規(guī)律，并提出冷卻結(jié)構(gòu)優(yōu)化建議。THOMAS等[13?14]采用穩(wěn)態(tài)傳熱有限元模型，計(jì)算板坯連鑄結(jié)晶器銅板熱面和角部溫度分布，提出確定角部溫度的經(jīng)驗(yàn)方程，并基于此優(yōu)化結(jié)晶器冷卻水槽設(shè)計(jì)。迄今的研究大多偏重對(duì)結(jié)晶器溫度的分析及由熱載荷等引起的變形的計(jì)算，冷卻結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和優(yōu)化也均以此為依據(jù)，缺乏對(duì)串聯(lián)熱行為和力學(xué)行為的結(jié)晶器銅板應(yīng)力狀態(tài)這一關(guān)鍵環(huán)節(jié)的考察，本文作者建立板坯連鑄結(jié)晶器三維有限元實(shí)體模型，結(jié)合澆鑄操作實(shí)際，計(jì)算結(jié)晶器銅板應(yīng)力狀態(tài)，并考察結(jié)晶器冷卻結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其影響。

1 計(jì)算模型

1.1 實(shí)體模型

圖1 板坯連鑄結(jié)晶器物理模型Fig.1 Schematic representation of physical model of slab continuous casting mold (mm): (a) Longitudinal section of copper plate;(b) Transverse section of water slot; (c) Top view of quarter mold (computational domain)

圖1所示為板坯連鑄結(jié)晶器物理模型示意。為強(qiáng)化一次冷卻效果，窄面近角部水槽向?qū)捗鎯A斜 15°，該特點(diǎn)在以往研究中常被忽略，而其對(duì)銅板角部溫度影響明顯?？紤]對(duì)稱性，選取四分之一結(jié)晶器建立三維有限元實(shí)體模型，并由有限元商用軟件ANSYS完成實(shí)體模型網(wǎng)格劃分，為確保精度，鎳層、冷卻水槽和水穴等位置均實(shí)施網(wǎng)格加密，由正常網(wǎng)格的10 mm尺寸加密至1 mm，如圖2所示。

圖2 結(jié)晶器有限元實(shí)體模型Fig.2 Meshed entity model for finite-element analysis

1.2 數(shù)學(xué)模型

因銅板與鋼制背板間連接較為復(fù)雜，計(jì)算基本假設(shè)為：1) 銅板與背板結(jié)合緊密，忽略固定螺栓引起的內(nèi)應(yīng)力；2) 銅板和背板的力學(xué)和熱屬性為各向同性；3) 背板溫度低，剛性大，考慮背板為彈性，銅板為彈塑性。結(jié)晶器銅板熱彈塑性應(yīng)力應(yīng)變本構(gòu)方程表示為

式中：σij為應(yīng)力，Pa；εij為應(yīng)變；L1和L2為L(zhǎng)amé系數(shù)；εkk為節(jié)點(diǎn)正應(yīng)變；β為熱膨脹系數(shù)，℃?1；ΔT為溫度變化量，℃；δij為Kronecker函數(shù)。其中，銅板應(yīng)力應(yīng)變包含彈性、塑性和熱應(yīng)變：

式中：εe、εp和εt為彈性、塑性和熱應(yīng)變；ε0為有效應(yīng)變；Sij為偏斜張量；E為彈性模量，Pa；Et為線性硬化模量，Pa；σy為屈服強(qiáng)度，Pa。

求解邊界條件：1) 寬面背板冷面固定；2) 寬面和窄面中心線剖面固定；3) 距結(jié)晶器入口和出口100 mm處，窄面背板冷面夾緊力為 60.1 MPa 和 74.9 MPa；4) 銅板內(nèi)壁承受鋼水靜壓力。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

本研究以文獻(xiàn)[3]中由上述實(shí)體模型計(jì)算得到的結(jié)晶器銅板溫度場(chǎng)作為熱力載荷，并通過(guò)ANSYS軟件將實(shí)體模型轉(zhuǎn)換為結(jié)構(gòu)模型模擬銅板力學(xué)行為，研究對(duì)象為1.6 m/min拉速澆鑄SPHC([C]≤0.08%)鋼板坯連鑄結(jié)晶器，涉及的操作參數(shù)和材料屬性等參見文獻(xiàn)[12]。文獻(xiàn)[3]中熱電偶位置溫度計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值相吻合，證實(shí)模型可靠。此外，窄面角部螺栓位置無(wú)冷卻水通過(guò)，溫度略有升高，隨后在近寬面深水槽冷卻作用下降低，而靠近寬面的窄面銅板無(wú)冷卻水槽，該處溫度部分回升，因而將結(jié)晶器窄面邊緣水槽設(shè)計(jì)為斜槽，以強(qiáng)化窄面角部冷卻[3]，則本研究嚴(yán)格依照設(shè)計(jì)圖紙建立實(shí)體模型，真實(shí)考慮窄面近角部冷卻水槽傾斜角度，考察冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)結(jié)晶器銅板應(yīng)力分布的影響。

2.1 熱面應(yīng)力分布

常用金屬材料應(yīng)力狀態(tài)遵循 Von Mises屈服準(zhǔn)則[15]，則計(jì)算結(jié)晶器銅板熱面Von Mises等效應(yīng)力分布如圖3所示。因銅和鎳熱物性參數(shù)差別較大，銅板熱面上、下兩部分應(yīng)力截然不同，上部應(yīng)力范圍為270～350 MPa，下部鎳層位置應(yīng)力明顯偏高，而鎳層與銅板變形的非一致性使兩者交界線處產(chǎn)生顯著應(yīng)力集中，應(yīng)力驟然提升，最大應(yīng)力甚至突破900 MPa；寬面距中心線650 mm以外范圍(即與窄面?zhèn)让娼佑|區(qū)域)因未與凝固坯殼直接接觸，受材料熱物性參數(shù)影響不明顯，應(yīng)力較小且變化均勻平緩，應(yīng)力變化范圍為100～200 MPa，并形成多個(gè)等應(yīng)力環(huán)，而窄面因與凝固坯殼全部接觸，未有類似情形；遠(yuǎn)角部區(qū)域的應(yīng)力高于近角部區(qū)域的，這是由于角部凝固坯殼收縮形成氣隙，熱通量減小，角部銅板熱面溫度降低，等效應(yīng)力隨之變??；寬面上部熱面等應(yīng)力曲線波動(dòng)較大，是由銅板與凝固坯殼間接觸狀態(tài)不穩(wěn)定所致，而這與相對(duì)較寬的寬面未設(shè)計(jì)倒錐度及液態(tài)潤(rùn)滑渣膜和氣隙厚度不均勻有關(guān)，近角部應(yīng)力逐漸降低，受角部傳熱影響呈現(xiàn)較為均勻應(yīng)力梯度；窄面上部靠近中心線區(qū)域等應(yīng)力曲線平緩，是由于相對(duì)較窄的窄面設(shè)計(jì)有倒錐度，銅板與凝固坯殼間接觸狀態(tài)較均勻，而窄面近角部區(qū)域仍受凝固坯殼收縮形成氣隙影響顯著，應(yīng)力波動(dòng)較為明顯，不僅出現(xiàn)均勻應(yīng)力梯度，還形成多個(gè)等應(yīng)力環(huán)；寬面和窄面下部附著于銅板上的固態(tài)渣膜厚度變化近似恒定，氣隙均勻，銅板與凝固坯殼間接觸狀態(tài)穩(wěn)定，應(yīng)力曲線平滑，并呈現(xiàn)規(guī)則應(yīng)力梯度，僅在靠近鎳層與銅板交界線位置附近形成封閉等應(yīng)力環(huán)，且應(yīng)力由遠(yuǎn)角部至近角部逐漸降低。

盡管為減少銅板磨損，結(jié)晶器下部鍍有3 mm厚鎳層，卻使鎳層與銅板交界線位置產(chǎn)生應(yīng)力集中，這對(duì)結(jié)晶器使用壽命極不利。因此，建議在保證高耐磨性前提下，選擇與銅熱物性參數(shù)接近的金屬材料替代鎳，或在結(jié)晶器中部設(shè)計(jì)一定范圍的銅鎳過(guò)渡區(qū)域，以緩解應(yīng)力突變。

圖3 銅板熱面等效應(yīng)力分布Fig.3 Von Mises stress distributions on hot surface of copper plates (MPa): (a) Wide face; (b) Narrow face

計(jì)算表明，冷卻結(jié)構(gòu)和熱載荷可改變等效應(yīng)力值，而銅板熱面和橫截面應(yīng)力分布趨勢(shì)卻基本固定。因此，可通過(guò)考察銅板熱面中心線和典型橫截面應(yīng)力分布，定量分析冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)銅板應(yīng)力分布的影響。

2.2 銅板厚度的影響

圖4所示為銅板厚度對(duì)熱面中心線應(yīng)力影響。寬面和窄面熱面中心線應(yīng)力分布規(guī)律相似；彎月面以上至結(jié)晶器入口應(yīng)力逐漸減小，其中窄面應(yīng)力下降梯度2 MPa/mm，約為寬面的2倍，這在一定程度上是受窄面冷卻水溫度梯度略高的影響；彎月面至銅板與鎳層分界線應(yīng)力變化平緩，隨銅板厚度變化也較小，厚度每增加5 mm，應(yīng)力增大5～7 MPa；除銅板與鎳層分界線附近應(yīng)力發(fā)生突變外，整個(gè)鎳層區(qū)域應(yīng)力隨銅板厚度變化較明顯，這一方面是由于鎳層本身熱物性決定了其對(duì)銅板厚度變化引起的溫度變化較為敏感，另一方面則是由于鎳層冷面與銅板變形非一致性導(dǎo)致的應(yīng)力集中所致；銅板每加厚 5 mm，寬面和窄面鎳層上部應(yīng)力增大最為顯著，分別約為60 MPa和50 MPa，而鎳層下部則增加相對(duì)較少，其中窄面最小增量不足10 MPa，這是由于結(jié)晶器出口區(qū)域鑄坯寬面收縮量大，窄面氣隙加大，則應(yīng)力受銅板厚度變化引起的溫度改變影響較小所致；因冷卻水槽末端無(wú)法延至結(jié)晶器出口，冷卻作用減弱，銅板溫度有所回升，使得結(jié)晶器出口上方區(qū)域應(yīng)力在出現(xiàn)一個(gè)波谷后，重又提升。

圖4 銅板厚度對(duì)熱面中心線應(yīng)力影響Fig.4 Effect of copper plates thickness on Von Mises stress of hot surface centricity: (a) Wide face; (b) Narrow face

圖5所示為彎月面處銅板橫截面應(yīng)力分布。其中，銅板厚度45 mm，計(jì)算區(qū)域?yàn)閷捗婢嘀行木€100 mm范圍及半個(gè)窄面(下同)。計(jì)算表明，橫截面應(yīng)力分布趨勢(shì)幾乎不隨厚度變化，熱通量一定時(shí)，由熱面至背板，應(yīng)力逐漸降低，近熱面應(yīng)力梯度較小，而水槽位置在冷卻作用下應(yīng)力梯度較大；寬面以緊固螺栓為中心應(yīng)力對(duì)稱分布，螺栓中部受冷卻作用弱，應(yīng)力低于相同厚度其他位置；冷卻水槽和近熱面區(qū)域應(yīng)力分布較規(guī)則，并形成平滑的等應(yīng)力環(huán)和等應(yīng)力線，而水槽根部附近的中部區(qū)域應(yīng)力分布則較為復(fù)雜，并在水槽根部出現(xiàn)應(yīng)力集中，其中淺水槽根部應(yīng)力集中相對(duì)平緩，而深水槽根部應(yīng)力集中嚴(yán)重，最大應(yīng)力超過(guò) 300 MPa，銅板中部深水槽和淺水槽之間還形成了高等應(yīng)力環(huán)；受角部氣隙及與寬面接觸的影響，窄面角部區(qū)域應(yīng)力較小，且應(yīng)力曲線較為平滑；窄面近熱面中部區(qū)域形成不規(guī)則高應(yīng)力區(qū)，這應(yīng)與寬面收縮造成窄面坯殼與結(jié)晶器間接觸狀態(tài)波動(dòng)有關(guān)，而遠(yuǎn)熱面冷卻水槽區(qū)域則在冷卻作用下形成曲率較大等應(yīng)力線；窄面應(yīng)力集中仍出現(xiàn)在冷卻水槽根部，尤以深槽顯著，直深槽根部最大應(yīng)力近 300 MPa，斜深槽根部也達(dá)250 MPa，由此也可看出，角部深槽設(shè)計(jì)為斜槽的合理性，一方面強(qiáng)化了角部冷卻效果，限制角部溫度局部回升和銅板熱應(yīng)力；另一方面拉大兩深槽根部距離，避免應(yīng)力集中區(qū)域過(guò)于靠近，從而降低銅板產(chǎn)生永久性蠕變的可能，但需注意斜槽上部也出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象，且應(yīng)力值較高，已達(dá)近300 MPa，建議銅板設(shè)計(jì)和加工時(shí)該處留有圓角或倒角，以削弱不利影響。

圖5 彎月面處銅板橫截面應(yīng)力分布Fig.5 Von Mises stress distributions of cross-sections of copper plates in meniscus (MPa): (a) Wide face; (b) Narrow face

2.3 鎳層厚度影響

圖6所示為鎳層厚度對(duì)熱面中心線應(yīng)力影響。銅板熱面中心線應(yīng)力受鎳層厚度影響較為明顯，并隨銅板增厚而提升，則在限制銅板磨損前提下，不建議采用過(guò)厚鎳層；鎳層每加厚 1 mm，寬面和窄面鎳層中上部應(yīng)力提升約20 MPa，而結(jié)晶器出口附近因無(wú)冷卻水通過(guò)，應(yīng)力產(chǎn)生波谷；窄面鎳層下部應(yīng)力下降較寬面急劇，是由于窄面結(jié)晶器出口位置氣隙較大，應(yīng)力受一次冷卻作用影響顯著，尤其無(wú)鎳層情況時(shí)，窄面下部仍出現(xiàn)應(yīng)力波谷，而寬面應(yīng)力則近乎平滑；鎳層厚至4 mm時(shí)，因鎳導(dǎo)熱率較低，熱穩(wěn)定性相對(duì)差，寬面應(yīng)力波谷有所回升，此時(shí)窄面結(jié)晶器出口以上100 mm位置還產(chǎn)生應(yīng)力波峰，一方面是受到窄面背板冷面74.9 MPa夾緊力作用，另一方面應(yīng)是鎳層過(guò)厚且其物理屬性與銅差異較大所致，這也更加說(shuō)明鎳層不宜過(guò)厚，而圖1中所鍍3 mm厚鎳層具合理，是否將鎳層繼續(xù)減薄，仍待深入研究。

圖6 鎳層厚度對(duì)熱面中心線應(yīng)力影響Fig.6 Effect of Ni-layers thickness on Von Mises stress of hot surface centricity: (a) Wide face; (b) Narrow face

圖7所示為彎月面下600 mm處銅板橫截面應(yīng)力分布。由圖7可看出，該處坯殼已凝固，銅板與坯殼間氣隙穩(wěn)定，傳熱均勻，銅板橫截面應(yīng)力分布趨勢(shì)較為規(guī)則，等應(yīng)力曲線較為平滑；除鍍鎳層熱面外，銅板應(yīng)力低于結(jié)晶器上部應(yīng)力，并由熱面至背板逐漸下降，水槽位置應(yīng)力梯度較大，且在根部形成應(yīng)力集中；寬面應(yīng)力呈對(duì)稱分布，螺栓中部應(yīng)力低于相同厚度其他位置，淺槽根部應(yīng)力較為平緩，最大值近120 MPa，深槽根部應(yīng)力集中較為急劇，最大值約280 MPa；窄面深槽根部應(yīng)力集中明顯，遠(yuǎn)角部直深槽根部達(dá) 220 MPa，近角部斜深槽因受角部局部溫度回升影響，應(yīng)力相對(duì)偏高，最大值約250 MPa，角部深槽設(shè)計(jì)為斜槽合理，且斜槽上部未有應(yīng)力集中。

圖7 距結(jié)晶器出口200 mm處銅板橫截面應(yīng)力分布Fig.7 Von Mises stress distributions of cross-sections of copper plates at mold exit of 200 mm (MPa): (a) Wide face; (b)Narrow face

2.4 冷卻水槽深度影響

實(shí)際連鑄過(guò)程中，冷卻水槽尺寸改變勢(shì)必引起冷卻水流量和結(jié)晶器出入口水溫差變化，使得定量計(jì)算水槽尺寸影響難以實(shí)現(xiàn)。本研究基于目前操作下的恒定水流量和水溫差，考察冷卻水槽尺寸對(duì)銅板應(yīng)力分布影響，并提出輔助性分析結(jié)果。圖8所示為冷卻水槽深度對(duì)熱面中心線應(yīng)力影響。因冷卻水槽寬度顯著影響銅板抗變形能力，則僅考察冷卻水槽深度影響。因水流量和水溫差恒定，銅板應(yīng)力變化很小，隨水槽深度增加，熱面中心線應(yīng)力逐漸減??；結(jié)晶器上部應(yīng)力變化很小，寬面和窄面均在5 MPa以內(nèi)，這是由于冷卻水?dāng)y帶總熱量恒定，銅板應(yīng)力受溫度變化影響較??；應(yīng)力在銅板和鎳層分界處產(chǎn)生突變，并在結(jié)晶器下部有較大變化，最大變化量達(dá)20 MPa，這主要由銅和鎳變形不一致所致；至結(jié)晶器出口，較弱的冷卻使得應(yīng)力變化又趨不明顯。

圖8 冷卻水槽深度對(duì)熱面中心線應(yīng)力影響Fig.8 Effect of depth of cooling water slots on Von Mises stress of hot surface centricity: (a) Wide face; (b) Narrow face

圖9所示為冷卻水槽加深時(shí)彎月面處銅板橫截面溫度分布，深槽和淺槽均基于圖1中尺寸加深2 mm。相比于圖 5，橫截面應(yīng)力值、應(yīng)力梯度和應(yīng)力整體分布規(guī)律沒有較大的變化；盡管水槽加深明顯舒緩應(yīng)力集中程度，使水槽根部應(yīng)力變化較為平緩，并形成等應(yīng)力環(huán)和等應(yīng)力線，但也使應(yīng)力集中區(qū)域更加靠近銅板熱面，而使應(yīng)力集中區(qū)域應(yīng)力值提升，寬面和窄面最大值分別達(dá)320 MPa和300 MPa，并不利于銅板降低熱疲勞和避免產(chǎn)生永久性蠕變，說(shuō)明圖1中原水槽深度設(shè)計(jì)合理。

圖9 加深水槽時(shí)彎月面處銅板橫截面應(yīng)力分布Fig.9 Von Mises stress distributions of cross-sections of copper plates with deeper water slots in meniscus (MPa): (a)Wide face; (b) Narrow face

3 結(jié)論

1) 冷卻結(jié)構(gòu)和傳熱條件決定銅板熱面特定力學(xué)行為規(guī)律。鎳層處應(yīng)力明顯偏高，銅鎳交界線產(chǎn)生應(yīng)力突變，并貫穿整個(gè)熱面，甚至突破900 MPa；角部氣隙使遠(yuǎn)角部的應(yīng)力高于近角部的，熱面應(yīng)力曲線主要受銅板與坯殼間接觸狀態(tài)控制，寬面上部應(yīng)力曲線波動(dòng)較大，窄面則較為平緩，銅板下部應(yīng)力曲線平滑，并呈規(guī)則應(yīng)力梯度分布。

2) 寬面和窄面熱面中心線應(yīng)力分布規(guī)律相似，且在結(jié)晶器出口附近出現(xiàn)應(yīng)力波谷。銅板每加厚5 mm，上部應(yīng)力僅增大5～7 MPa，而鎳層處變化明顯，寬面和窄面最大增幅分別約為60 MPa和50 MPa；鎳層每增厚1 mm，鎳層中上部應(yīng)力提升約20 MPa，且窄面鎳層下部應(yīng)力下降急劇；水流量和水溫差恒定時(shí)，水槽深度增加，使熱面中心線應(yīng)力減小，銅板上部變化不足5 MPa，而下部最大變化量達(dá)20 MPa。

3) 冷卻結(jié)構(gòu)尺寸不改變銅板橫截面應(yīng)力分布趨勢(shì)。近熱面應(yīng)力梯度小，而水槽位置梯度大；寬面以緊固螺栓為中心，應(yīng)力呈對(duì)稱分布，而窄面遠(yuǎn)熱面水槽處為大曲率等應(yīng)力線；水槽根部出現(xiàn)應(yīng)力集中，尤其深水槽根部應(yīng)力集中嚴(yán)重；水槽加深雖舒緩應(yīng)力集中，也使應(yīng)力集中區(qū)域更靠近熱面，應(yīng)力值提升。

4) 建議在保證耐磨前提下，選擇與銅熱物性接近的金屬材料替代鎳，或在銅板中部設(shè)計(jì)銅鎳過(guò)渡區(qū)，以緩解應(yīng)力突變；建議窄面斜深水槽上部設(shè)計(jì)圓角或倒角，以削弱應(yīng)力集中，且不建議采用過(guò)厚鎳層；因此，目前鎳層厚度、冷卻水槽深度和斜水槽設(shè)計(jì)合理。

REFERENCES

[1] SARASWAT R, MAIJER D M, LEE P D, MILLS K C. The effect of mould flux properties on thermo-mechanical behaviour during billet continuous casting[J]. ISIJ International, 2007,47(1): 95?104.

[2] CHANG K H, JANG G C, LEE C H, LEE S H. Temperature and thermal stress distribution for metal mold in squeeze casting process[J]. Journal of Materials Science and Technology, 2008,24(3): 347?350.

[3] MENG X N, ZHU M Y. Thermal behavior of hot copper plates for slab continuous casting mold with high casting speed[J]. ISIJ International, 2009, 49(9): 1356?1361.

[4] THOMAS B G. Modeling of the continuous casting of steel-past,present, and future[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2002, 33B(6): 795?812.

[5] MARCANDALLI A, MAPELLI C, NICODEMI W. A thermomechanical model for simulation of carbon steel solidification inmould in continuous casting[J]. Ironmaking and Steelmaking, 2003, 30(4): 265?272.

[6] SENGUPTA J, OJEDA C, THOMAS B G. Thermal-mechanical behaviour during initial solidification in continuous casting:Steel grade effects[J]. International Journal of Cast Metals Research, 2009, 22(1/4): 8?14.

[7] KORIC S, THOMAS B G. Thermo-mechanical models of steel solidification based on two elastic visco-plastic constitutive laws[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2008,197(1/3): 408?418.

[8] LEE J E, YEO T J, OH K H, YOON J K, YOON U S. Prediction of cracks in continuously cast steel beam blank through fullycoupled analysis of fluid flow, heat transfer, and deformation behavior of a solidifying shell[J]. Metallurgical and Materials Transactions A, 2000, 31(1): 225?237.

[9] O’CONNOR T G, DANTZIG J A. Modeling the thin-slab continuous-casting mold[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 1994, 25(3): 443?457.

[10] PARK J K, THOMAS B G, SAMARASEKERA I V, YOON U S.Thermal and mechanical behavior of copper molds during thin-slab casting (Ⅰ): Plant trial and mathematical modeling[J].Metallurgical and Materials Transactions B, 2002, 33(3):425?436.

[11] PARK J K, THOMAS B G, SAMARASEKERA I V, YOON U S.Thermal and mechanical behavior of copper molds during thin-slab casting (Ⅱ): Mold crack formation[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2002, 33(3): 437?449.

[12] LIU X D, ZHU M Y. Finite element analysis of thermal and mechanical behavior in a slab continuous casting mold[J] ISIJ International, 2006, 46(11): 1652?1659.

[13] THOMAS B G, LANGENECKERT M, CASTELLA L,DZIUBA M, GRESIA G D, BALANTE W. Optimization of narrow face water slot design for Siderar slab casting mould[J].Ironmaking and Steelmaking, 2003, 30(3): 235?239.

[14] LI C, THOMAS B G. Thermomechanical finite-element model of shell behavior in continuous casting of steel[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2004, 35(6): 1151?1172.

[15] 趙志崗, 葉金鐸, 王燕群, 亢一瀾. 材料力學(xué)[M]. 天津: 天津大學(xué)出版社, 2001: 115?118.ZHAO Zhi-gang, YE Jin-duo, WANG Yan-qun, KANG Yi-lan.Mechanics of materials[M]. Tianjin: Tianjin University Press,2001: 115?118.

(編輯 李艷紅)

Effect of cooling structure on stress distribution of continuous casting mold copper plates

MENG Xiang-ning, WANG Wei-ling, ZHU Miao-yong(School of Materials and Metallurgy, Northeastern University, Shenyang 110819, China)

TF777

A

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國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51004031)；國(guó)家杰出青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50925415)；高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20100042120012)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)項(xiàng)目(N090402022)

2011-08-08；

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孟祥寧，副教授，博士；電話: 024-83671706；E-mail: xn_meng@126.com