工藝參數(shù)對(duì)雙輥薄帶鑄軋中心層偏析影響

張德全，許志強(qiáng)，安仲健，杜鳳山，魏潔平

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工藝參數(shù)對(duì)雙輥薄帶鑄軋中心層偏析影響

張德全，許志強(qiáng)，安仲健，杜鳳山，魏潔平

(燕山大學(xué) 國家冷軋板帶裝備及工藝工程技術(shù)研究中心，秦皇島 066004)

雙輥薄帶鑄軋過程中工藝參數(shù)對(duì)中心層偏析有重大影響，針對(duì)雙輥薄帶鑄軋機(jī)的特點(diǎn)，利用多相流技術(shù)建立完全耦合溶質(zhì)場、流場、溫度場的數(shù)學(xué)模型，對(duì)鑄軋熔池中液相?液固兩相?固相同時(shí)存在的復(fù)雜凝固過程進(jìn)行模擬仿真，研究分析鑄軋熔池中Mg、Si元素溶質(zhì)場與流場分布特征，對(duì)比研究不同工藝參數(shù)(澆鑄溫度、輥縫寬度)對(duì)鑄軋薄帶中心層偏析的影響規(guī)律，并結(jié)合鋁合金6061的鑄軋實(shí)驗(yàn)對(duì)結(jié)論進(jìn)行驗(yàn)證。

雙輥薄帶鑄軋；中心線偏析；流場；Kiss點(diǎn)高度

雙輥薄帶鑄軋(Twin-roll strip casting)屬于近終型薄帶材生產(chǎn)工藝之一，其有效地促進(jìn)了現(xiàn)代冶金工業(yè)的轉(zhuǎn)型發(fā)展[1]。偏析是在軋制過程中比較常見的現(xiàn)象，中心層偏析屬于宏觀偏析種類之一，其對(duì)鑄軋薄帶的質(zhì)量和力學(xué)性能產(chǎn)生惡劣影響[2]，嚴(yán)重時(shí)薄帶會(huì)出現(xiàn)中心分層現(xiàn)象[3]，尤其對(duì)鋁帶材料的性能影響較重[4]。溶質(zhì)元素在固液兩相中溶解度不同以及固液兩相中的溶質(zhì)輸運(yùn)是產(chǎn)生中心層偏析的根本原因，但其如何影響中心層偏析以及其影響效果目前尚不清楚[5]，目前薄帶連鑄過程中宏觀偏析的數(shù)值模擬較多，但雙輥薄帶鑄軋過程中的數(shù)值模擬往往是脫離溶質(zhì)場孤立地研究熔池內(nèi)的流場分布。由于澆鑄與凝固同步進(jìn)行，澆鑄過程中的動(dòng)量、溫度差以及濃度差引起的對(duì)流會(huì)影響鑄軋帶坯的組織和成分，因此在分析熔池的溶質(zhì)場以及中心偏析時(shí)，必須將流場與溫度場、溶質(zhì)場耦合建立適用于雙輥薄帶鑄軋的數(shù)學(xué)模型[6]。

1 多場耦合數(shù)學(xué)模型的構(gòu)建

1.1 研究方法及基本假設(shè)

鑄軋熔池內(nèi)同時(shí)存在液相、固相以及固液兩相區(qū)，在Kiss點(diǎn)以上主要為金屬液的凝固以及坯殼生長，Kiss點(diǎn)以下金屬液已經(jīng)完全凝固，主要發(fā)生帶坯的固態(tài)軋制。中心層偏析的產(chǎn)生除了與溫度場有關(guān)，更與熔池內(nèi)部流場相關(guān)。鑄軋力通過凝固坯殼對(duì)流場的影響與熔池內(nèi)金屬液自身流動(dòng)相比影響較小故而忽略，熔池區(qū)域統(tǒng)一處理為廣義流體，忽略軋制力對(duì)熔池內(nèi)部流場的影響，采用該方法對(duì)熔池內(nèi)溶質(zhì)場求解更加符合實(shí)際[7]。

考慮到幾何模型的對(duì)稱性以及熔池內(nèi)復(fù)雜的物理現(xiàn)象，為了簡化數(shù)值模擬模型鑄軋熔池區(qū)域需作如下假設(shè)。

1) 由實(shí)際三維結(jié)構(gòu)簡化為二維軸對(duì)稱模型；

2) 熔池內(nèi)金屬液視為不可壓縮Newton流體；

3) 凝固過程遵循局部組分平衡；

4) 忽略鑄軋輥面以及薄帶熱變形，帶坯與鑄軋輥表面無滑移；

5) 熔池內(nèi)金屬液的流動(dòng)視為湍流運(yùn)動(dòng)[8]；

6) 熔池中液面認(rèn)為水平固定，忽略液面的波 動(dòng)[9]；

7) 熔池凝固組織全部視為柱狀晶，凝固坯殼以柱狀晶形式沿與熱傳遞相反á001?方向生長，不考慮間隙生成；同時(shí)固態(tài)相變潛熱遠(yuǎn)小于凝固潛熱，故忽略固態(tài)相變潛熱。

1.2 幾何模型及邊界條件的確定

熔池計(jì)算區(qū)域如圖1所示，邊界條件如下。

1) 入口(Entrance—)邊界條件

布流器入口采用Velocity-inlet條件，澆鑄速度in根據(jù)出入口質(zhì)量守恒來計(jì)算。由于出坯速度恒定，因此入口速度為根據(jù)出口速度變化的恒定值[10]。

2) 對(duì)稱 (Symmtry—)邊界條件

由于幾何對(duì)稱性其熱邊界條件設(shè)置為無熱量傳遞。

3) 鑄軋輥(Contact surface—)壁面邊界條件

根據(jù)鑄軋帶坯與鑄軋輥面無滑移的假設(shè)，凝固帶坯沿輥面切向方向運(yùn)動(dòng)，紊流動(dòng)能及耗散率均為0。

4) 出口(Exit—)邊界條件

出口處鋁液流動(dòng)狀態(tài)充分發(fā)展，除壓力外的各個(gè)變量沿軋制方向的梯度值為零，且與時(shí)間無關(guān)，瞬態(tài)計(jì)算過程中每一時(shí)刻都是充分發(fā)展的。

圖1 鑄軋熔池計(jì)算區(qū)域及邊界條件

2 數(shù)值模擬與結(jié)果分析

以雙輥鑄軋?jiān)O(shè)備熔池區(qū)域?yàn)檠芯繉?duì)象研究不同工藝參數(shù)(輥縫寬度、熔池溫度)對(duì)熔池內(nèi)金屬液流動(dòng)、溶質(zhì)輸運(yùn)以及薄帶寬度方向合金元素中心層偏析的影響，計(jì)算分析的實(shí)驗(yàn)方案如表1和表2所列。

表1 不同輥縫寬度下數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)方案

表2 不同澆鑄溫度下數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)方案

2.1 鑄軋熔池流場與溶質(zhì)場特征

由于鋁合金液凝固過程存在選分結(jié)晶現(xiàn)象，加之鋁液流動(dòng)造成的對(duì)流擴(kuò)散，Mg、Si元素在鑄軋熔池內(nèi)的分布極度不均勻。鑄軋熔池內(nèi)流場、溶質(zhì)場分布特征如下：

鑄軋熔池區(qū)域流場分布如圖2所示，熔池主要存在2個(gè)渦流區(qū)(Vortex zone)[11]，Vortex 1靠近自由液面，其主要影響鋁液的滯留時(shí)間和液面波動(dòng)，釋放推送至熔池表面鋁液部分潛熱，另一方面將鋁液推送至鑄軋輥面進(jìn)一步對(duì)流換流形成初始坯殼；Vortex 2的形成主要是鋁液凝固造成黏度增大以及鑄軋輥的軋制作用造成的，Vortex 2呈細(xì)長楔形并且尖部深入到Kiss point附近區(qū)域。Vortex 2不僅影響熔池固液兩相區(qū)所占比例，而且能使偏聚在Kiss point附近富溶質(zhì)鋁液返回到熔池進(jìn)行混合再分配。渦流的存在不僅可以促使富含溶質(zhì)的鋁液返回到熔池中進(jìn)行再混合均勻化，另一方面該渦流的存在還能夠以較大的速度沖擊枝晶臂，以及芯部較高的溫度能熔斷枝晶，這兩方面都有利于增加形核率，促使Kiss點(diǎn)區(qū)域溫度場均勻化從而有助于芯部等軸晶的形成[12]。

圖2 鑄軋熔池液相分?jǐn)?shù)及流線

2.2 澆鑄溫度對(duì)中心層偏析的影響

合金元素的宏觀偏析比定義為各部位局部濃度與初始濃度之比即/0，且/0＞1稱為正偏析，/0＜1稱為負(fù)偏析[13]。不同澆鑄溫度下薄帶厚度方向Mg、Si元素宏觀偏析比分布如圖3所示，Mg、Si元素含量由鑄軋薄帶邊部向中心線區(qū)域逐漸增高，且越靠近芯部Mg、Si元素含量增長越快，并在中心線處達(dá)到最大值時(shí)形成正偏析尖峰，這主要是由于各部位材料凝固時(shí)間和位置不同造成的，越靠近中心線區(qū)域鋁液中合金元素含量也就越高。澆鑄溫度由680 ℃上升至700 ℃時(shí)Mg、Si元素中心線位置偏析比尖峰值基本不變，但繼續(xù)上升至720 ℃時(shí)中心線處Mg、Si元素的宏觀偏析比值變化較大，分別達(dá)到了3.37和2.34。3種澆鑄條件下Si元素正偏析區(qū)域尺寸均為0.32 mm，占鑄軋帶坯帶坯厚度方向16%，680 ℃和700 ℃澆鑄溫度下Mg元素正偏析尺寸基本相同，但是720 ℃澆鑄溫度條件下Mg元素正偏析尺寸由0.84 mm減小至 0.72 mm。

由圖4和5可以看出，隨著澆鑄溫度的升高，Vortex 1逐漸向熔池液面移動(dòng)并且渦流區(qū)域范圍減小，而入口鋁液沖擊深度保持17.5 mm左右不變，Vortex 1的退化導(dǎo)致鋁液進(jìn)入熔池后大部分直接沖向輥面，不利于鋁液的散熱和凝固；Vortex 2回流區(qū)速度拐點(diǎn)2下降了5.3 mm，峰值速度也下降了25.3 mm/s，Vortex 2的變化對(duì)Kiss點(diǎn)區(qū)域的攪拌強(qiáng)度降低，高濃度鋁液得不到新鮮鋁液的有效稀釋從而加重中心層偏析。720 ℃澆鑄條件下Vortex 3下移并最終與Vortex 2相連導(dǎo)致了流動(dòng)通道消失(Disappearance of flow passage)，從而無低濃度金屬液在Vortex 2與Vortex 3之間沖擊高濃度鋁液，Vortex 2 effect消失后偏析曲線由邊部呈現(xiàn)持續(xù)上升趨勢(shì)。

圖3 不同澆鑄溫度下薄帶厚度方向Mg、Si元素分布

圖4 不同澆鑄溫度下熔池液相分?jǐn)?shù)及流線

圖5 不同澆鑄溫度下熔池中心線速度分布

2.3 輥縫寬度對(duì)中心層偏析的影響

不同輥縫寬度下薄帶厚度方向Mg、Si元素含量分布如圖6所示，隨著輥縫由2 mm增大至4 mm，Mg、Si元素在中心線處宏觀偏析比分別由3.14、2.02上升至5.08、3.05，中心層偏析加重。

一方面根據(jù)凝固凝殼平面長大平方根定律可知凝固時(shí)間與坯殼厚度呈平方關(guān)系，因此隨著輥縫寬度增大，凝固時(shí)間激增從而凝固速率降低，在較低的凝固速率條件下固液界面析出的溶質(zhì)元素在鋁液對(duì)流作用下被沖刷帶入熔池芯部與新鮮鋁液再混合從而使邊部溶質(zhì)元素含量維持在較低值。另一方面溶質(zhì)元素在輥縫出口處質(zhì)量守恒必須滿足式(1)，在輥縫寬度增大條件下進(jìn)入熔池溶質(zhì)含量上升，而鑄軋薄帶邊部溶質(zhì)元素含量基本不變且保持較低值，因此熔池輥縫越寬越會(huì)有較多的溶質(zhì)聚集在芯部，中心層偏析程度越嚴(yán)重。

式中：為熔池輥縫寬度，mm；in為入口澆鑄速度，mm/s；out為出口速度，即軋制速度，mm/s；為澆鑄入口尺寸，mm。

在相同布流器尺寸和軋制速度條件下，隨著輥縫由2 mm擴(kuò)大至4 mm，根據(jù)出入口質(zhì)量守恒入口速度由10 mm/s擴(kuò)大至20 mm/s。由圖7和圖8可知，隨著入口速度由10 mm/s上升至15 mm/s時(shí)入口沖擊深度(Impact depth)增加了10.2 mm，而輥縫寬度由3 mm升至4 mm時(shí)沖擊深度(Impact depth)基本改變，沖擊深度增加能夠?qū)⑿迈r鋁液盡可能帶入熔池底端沖擊高濃度回流鋁液起到稀釋作用，同時(shí)帶動(dòng)較多的鋁液隨之流動(dòng)，降低了卷渣的可能性，便于夾雜物和高濃度鋁液上浮。凝固初期靠近輥面的自然對(duì)流引起較強(qiáng)的渦流Vortex 1，其能夠?qū)⒛糖把氐娜苜|(zhì)帶入熔池內(nèi)部起到稀釋作用。隨著入口速度升高回流Vortex 1水平方向逐漸向熔池中心線方向靠近，豎直高度逐漸降低向遠(yuǎn)離液面位置移動(dòng)，同時(shí)渦流區(qū)域范圍逐漸增大，初始坯殼附近開始形成Vortex 3，并且隨著輥縫增大Vortex 3回流區(qū)域范圍也逐漸增大。渦流Vortex 1位置的改變不利于初始坯殼固液界面處析出溶質(zhì)元素通過對(duì)流沖刷進(jìn)入熔池，邊部溶質(zhì)元素升高速度加快，而Vortex 3的出現(xiàn)能夠形成Vortex 3抑制合金元素的持續(xù)上升。

圖6 不同輥縫下薄帶厚度方向Mg、Si元素分布

圖7 輥縫不同時(shí)熔池液相分?jǐn)?shù)以及流線

伴隨著Vortex 1位置的改變，Vortex 2的位置基本沒有太大變化，但是Vortex 2區(qū)域范圍急劇減小，由圖8可以看出，隨著輥縫由2 mm升至3 mm渦流2在中心線上的速度銳減，攪動(dòng)強(qiáng)度降低。輥縫為4 mm時(shí)鋁液回流區(qū)Vortex 2同上方渦流之間的聯(lián)系被截?cái)?Disappearance of back flow passage)，部分注入熔池的鋁液未經(jīng)過出口處回流區(qū)冷卻也未被推送至初始接觸區(qū)進(jìn)行冷卻而直接被卷向熔池出口。

當(dāng)輥縫較大時(shí)，較多的鋁液未經(jīng)過Vortex 1對(duì)流換熱冷卻，也未被推送至液面受到初始接觸條件冷卻因而Kiss點(diǎn)位置大幅度降低(見圖9)，輥縫由2 mm升至3mm時(shí)Kiss點(diǎn)位置下降了7.02 mm，而輥縫繼續(xù)上升至4 mm時(shí)Kiss位置只下降了3.40 mm，但是輥縫3 mm和4mm時(shí)Mg、Si元素中心偏析差異卻較大，因此輥縫較大時(shí)Kiss點(diǎn)位置對(duì)中心偏析的影響減小。

圖8 輥縫不同時(shí)熔池中心線速

圖9 輥縫不同時(shí)熔池中心線液相分?jǐn)?shù)

由圖8可以看出中心線上兩個(gè)速度拐點(diǎn)之間的速度峰值現(xiàn)象逐漸消失，Vortex 2造成的速度拐點(diǎn)之間尺寸也由28.2 mm銳減至8.6 mm，Kiss點(diǎn)附近高濃度鋁液的攪拌效果減弱，無法將偏聚的中心線處的高濃度鋁液帶回熔池進(jìn)行再分配，最終隨兩側(cè)坯殼的焊合而封閉在中心線處加重中心偏析。

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

本實(shí)驗(yàn)中通過雙輥鑄軋?jiān)O(shè)備來驗(yàn)證鑄軋6061鋁合金薄帶的可行性(見圖10、11)，參照6061鋁合金的鑄造工藝參數(shù)特性，經(jīng)過多次反復(fù)的實(shí)驗(yàn)并在實(shí)驗(yàn)過程中對(duì)實(shí)驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行分析，初步確定了在現(xiàn)有實(shí)驗(yàn)室雙輥鑄軋?jiān)O(shè)備軋制能力下鑄軋6061鋁合金薄帶的合理工藝參數(shù)[14](見表3)，成功軋制的6061鋁合金薄帶。

圖10 雙輥薄帶鑄軋機(jī)照片[15]

圖11 雙輥薄帶鑄軋工藝流程示意圖[16]

表3 6061鋁合金薄帶鑄軋實(shí)驗(yàn)工藝參數(shù)

為驗(yàn)證所構(gòu)建數(shù)學(xué)模型的正確性，需要將帶寬方向溶質(zhì)元素的分布檢測(cè)值與數(shù)值仿真模擬值進(jìn)行對(duì)比，本實(shí)驗(yàn)采用斷面取點(diǎn)掃描的方式檢測(cè)合金元素含量。圖12、13所示為實(shí)驗(yàn)結(jié)果的金相組織圖和元素掃描圖。

圖14所示為相同工藝參數(shù)下鑄軋薄帶厚度方向溶質(zhì)元素宏觀偏析比的模擬結(jié)果和實(shí)際檢測(cè)結(jié)果，模擬結(jié)果與實(shí)際檢測(cè)得到的宏觀偏析比分布極為相似，在薄帶中心部位出現(xiàn)較為明顯的正偏析尖峰，中心線兩側(cè)也存在由于回流漩渦造成的成分偏低區(qū)域。

圖12 鑄軋薄帶的顯微組織

圖13 檢測(cè)點(diǎn)分布以及EDS掃描結(jié)果

同時(shí)圖14也表明數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果存在一定的差異，一方面中心位置合金元素含量實(shí)測(cè)值比模擬值較小，這主要是合金元素在熔煉、鑄軋過程中部分合金元素氧化成為熔渣減少了合金元素的實(shí)際含量；另一方面模擬結(jié)果顯示中心正偏析尺寸比實(shí)際檢測(cè)尺寸要大，Mg、Si元素上升速率相對(duì)較慢，這表明實(shí)際上盡管凝固末期熔池區(qū)域在Kiss點(diǎn)附近Vortex 2的對(duì)流對(duì)用已經(jīng)很微弱，但是在鑄軋輥的軋制作用下Kiss點(diǎn)附近糊狀區(qū)高濃度鋁液仍會(huì)有一定的流動(dòng)，從而迫使Kiss點(diǎn)附近部分高濃度鋁液回流返回熔池，降低了合金元素含量上升速率。

圖14 薄帶厚度方向Mg、Si元素偏析比模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)值

4 結(jié)論

1) 不同澆鑄溫度下，Mg、Si正偏析尖峰均出現(xiàn)在薄帶中心線處，但澆鑄溫度由680 ℃上升至700 ℃時(shí)Mg、Si元素中心線位置偏析比尖峰值基本不變，但繼續(xù)上升至720 ℃時(shí)中心線處Mg、Si元素的宏觀偏析比值變化較大。

2) 隨著輥縫由2 mm增大至4 mm，Mg、Si元素在中心線處宏觀偏析比分別由3.14、2.02上升至5.08、3.05，中心層偏析加重。

3) 通過將相同工藝參數(shù)下鑄軋薄帶厚度方向中心層偏析模擬值與實(shí)測(cè)值對(duì)比發(fā)現(xiàn)，兩者之間的趨勢(shì)基本一致，但由于數(shù)值模擬過程中忽略了鑄軋輥的軋制力作用，因而中心線位置處模擬值比實(shí)測(cè)值偏高。

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Effect of process parameters on centerline segregation of twin-roll strip casting

ZHANG De-quan, XU Zhi-qiang, AN Zhong-jian, DU Feng-shan, WEI Jie-ping

(National Engineering Research Center for Equipment and Technology of Cold Strip Rolling, Yanshan University, Qinhuangdao 066004, China)

The technical parameters of twin-roll strip casting have significant impact on the centerline segregation. The mathematical model in completely coupled temperature field, flow field and solute field was established by using multiphase flow technology for the characteristics of twin-roll strip casting mill. The solidification process of simultaneous existence of liquid phase, liquid-solid-phase and solid phase in molten pool was simulated based on the coupled mathematical model. The distribution characteristics of Mg and Si solute field and flow field in the molten pool were studied by the simulation results, and the influence of different technical parameters (the width of the roll seam and casting temperature) on the centerline segregation of the thin strip was studied. The research conclusion was verified by the casting and rolling experiments of the aluminum alloy 6061.

twin-roll strip casting; centerline segregation; flow field; Kiss point height

Project(51374184) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (E2013203342) supported by the National Natural Science Foundation of Hebei Province—Joint Steel Research Fund Project, China; Project(E2017203043) supported by the Key Project of National Natural Science Foundation of Hebei Province, China

2017-03-17;

2017-06-07

XU Zhi-qiang; Tel: +86-13930357680; E-mail: xzq@ysu.edu.cn

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51374184)；河北省自然科學(xué)基金—鋼鐵聯(lián)合研究基金資助項(xiàng)目(E2013203342)；河北省自然科學(xué)基金重點(diǎn)資助項(xiàng)目(E2017203043)

2017-03-17；

2017-06-07

許志強(qiáng)，教授，博士；電話：13930357680；E-mail: xzq@ysu.edu.cn

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2018.06.06

1004-0609(2018)-06-1128-08

TG233.6

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(編輯 王 超)