應(yīng)變速率對高鋁鋼連鑄坯心部熱裂行為的影響

康磊，陳美成，曹東，賈吉祥，康偉，李德軍

（1. 海洋裝備用金屬材料及其應(yīng)用國家重點實驗室，遼寧 鞍山 114009；2. 鞍鋼集團(tuán)鋼鐵研究院，遼寧 鞍山 114009；3. 上海大學(xué)先進(jìn)凝固技術(shù)中心，上海 200444）

熱裂是鑄坯和鑄件中常見的鑄造缺陷，其危害極大，一直是鑄造領(lǐng)域的研究熱點和難點[1-5]。熱裂輕則會導(dǎo)致廢品率上升，重則導(dǎo)致連鑄過程中出現(xiàn)漏鋼事故，造成生產(chǎn)停滯。針對鑄坯熱裂形成原因的研究有很多，目前主流理論有：液膜理論、晶間搭橋理論、凝固收縮補償理論、強度理論等[6-9]。 隨著熱裂機理的研究進(jìn)展，學(xué)者們先后提出多種熱裂模型與判據(jù)，可以大致分為兩類：基于力學(xué)標(biāo)準(zhǔn)和基于非力學(xué)標(biāo)準(zhǔn)[10-11]。其中，力學(xué)標(biāo)準(zhǔn)認(rèn)為熱裂與半固態(tài)金屬承受的應(yīng)力、應(yīng)變和應(yīng)變速率有關(guān)；非力學(xué)標(biāo)準(zhǔn)認(rèn)為熱裂與半固態(tài)金屬易裂溫度范圍、澆注溫度等工藝參數(shù)有關(guān)。 Rappaz 等[12]基于在熱裂發(fā)生之前糊狀區(qū)域可以承受的最大應(yīng)變速率提出了一種熱裂判據(jù)，即RDG 模型，Suyitno[13]認(rèn)為該判據(jù)在定性預(yù)測熱裂敏感性方面有很大的潛力。 KOU 模型認(rèn)為凝固末期枝晶間空間凈增長率大于液相對空隙的補縮時就會產(chǎn)生熱裂紋[14]。目前RDG 模型和KOU 模型已經(jīng)開始用于鑄坯熱裂風(fēng)險的預(yù)測，但在鋼鐵領(lǐng)域的應(yīng)用仍存在很大誤差。另外，不同金屬凝固特性差異很大，熱物性參數(shù)難以準(zhǔn)確獲取，因此試驗研究熱裂臨界條件仍非常必要。

高鋁鋼是鞍鋼近幾年開發(fā)的新型品種，其抗氧化性好、質(zhì)量輕且耐磨損，廣泛應(yīng)用于汽車、航空航天等領(lǐng)域[15]。但是由于鋁含量較高，有可能在晶間富集從而弱化晶界強度，因此需要對凝固過程產(chǎn)生的熱裂風(fēng)險進(jìn)行評估。 本文針對高鋁鋼連鑄過程中可能出現(xiàn)的熱裂問題，研究了應(yīng)變速率、溫度等對其心部熱裂行為的影響，重點分析了應(yīng)力-溫度曲線，給出了產(chǎn)生熱裂時的臨界應(yīng)變速率與臨界應(yīng)力，為實際生產(chǎn)與理論研究提供依據(jù)。

1 實驗過程

1.1 實驗材料

實驗材料采用Fe-0.4C-3.5Al-1.8Mn 高鋁鋼鑄錠坯料，Φ10 mm×200 mm 的試棒如圖1 所示，左端設(shè)計為可夾持的形狀，右端為螺紋形狀。 高鋁鋼試棒化學(xué)成分見表1。

圖1 試棒實物Fig. 1 Material Object of Test Sample

表1 高鋁鋼試棒化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Chemical Compositions in High Aluminum Steel Test Sample（Mass Fraction）%

1.2 實驗設(shè)備與原理

采用水平式高溫拉伸方法開展實驗，具體過程如下：

（1）試棒套在99.9%氧化鋁剛玉管中，并裝夾在應(yīng)力傳感器和加載機構(gòu)之間；

（2）利用感應(yīng)和輻射加熱系統(tǒng)熔化試棒中段（約78 mm），形成均勻熔區(qū)；

（3）控溫冷卻，實現(xiàn)冷速可控的凝固過程；

（4）在特定溫度下，令加載裝置按照設(shè)定的加載速率或拉力值進(jìn)行加載，并記錄位移量及拉力傳感器測得的試驗力。

由于本次實驗研究應(yīng)變速率對鑄坯心部熱裂行為的影響，所以試樣中心溫度的準(zhǔn)確性很重要，而試樣中心（熔融區(qū)）溫度無法在試棒加載時同步測量，因此采用下述方式進(jìn)行溫度校正：

（1）采用一次測溫試驗分別在試棒中心位置（熔融區(qū)）與石墨套管中心布置熱電偶，以獲取試棒的中心溫度與保溫套溫度，得到二者溫度對應(yīng)關(guān)系；

（2）進(jìn)行拉伸實驗時只保留石墨套管中心的熱電偶，從而獲取不同拉伸速度下試驗力-保溫套溫度曲線；

（3）通過數(shù)據(jù)處理（試棒中心溫度=保溫套溫度+溫差），獲得不同拉伸速度下試驗力-試棒中心溫度曲線。

1.3 實驗方法

實驗開始前，使用商業(yè)軟件JMatPro 進(jìn)行了平衡相圖計算，得到此鋼種固相率-溫度曲線、各相質(zhì)量分?jǐn)?shù)-溫度曲線如圖2 所示。 熱裂問題主要關(guān)注高溫相，因此隱去了低溫析出相，重點關(guān)注高溫析出相。

圖2 固相率-溫度曲線和各相質(zhì)量分?jǐn)?shù)-溫度曲線Fig. 2 Solid Phase Ratio-temperature Curves and Mass Fraction-temperature Curves of Each Phrase

由圖2（a）看出，此鋼種平衡凝固的液相線溫度為1 494 ℃，固相線溫度為1 411 ℃。 從圖2（b）可以看出，該鋼種隨著溫度的降低，在1 494 ℃開始從液相中析出鐵素體，在1 473 ℃生成AlN 夾雜物，1 423 ℃開始生成奧氏體（由于JMatPro 缺少高鋁鋼數(shù)據(jù)庫，所以計算的數(shù)值與實際有偏差，但可以作為實驗參考）。

據(jù)此設(shè)計了實驗參數(shù)，如表2 所示。實驗開始，將試樣加熱到1 540 ℃，隨后以1 ℃/s 的速度進(jìn)行冷卻，在1 540 ℃時開始記錄數(shù)據(jù)，當(dāng)溫度降至1 425 ℃（固相80%）時，程序控制拉伸機構(gòu)對試樣拉伸，從而獲得試驗力-溫度的實驗數(shù)據(jù)。后續(xù)進(jìn)行溫度校正、試驗力換算應(yīng)力（應(yīng)力=試驗力/斷口面積）就可以獲得應(yīng)力-校正溫度的關(guān)系曲線。借助應(yīng)力-校正溫度曲線可以對不同拉伸速度（應(yīng)變速率）下的試樣熱裂行為進(jìn)行實驗研究。

表2 實驗參數(shù)Table 2 Experimental Parameters ℃

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 試樣宏觀形貌

試驗采用四種拉伸速度，分別為0.25、0.50、0.75、1.00 mm/min。 因為拉伸試樣加熱冷卻條件一致，所以熔區(qū)長度差異很小，為（78±0.3）mm。取平均值78 mm 作為熔區(qū)長度，從而計算出不同拉伸速度對應(yīng)的熔區(qū)平均應(yīng)變速率（拉伸速率/熔區(qū)長度）分別為5.34×10-5/s、1.07×10-4/s、1.60×10-4/s、2.14×10-4/s。不同拉伸速度下試樣斷口處宏觀形貌見圖3。

圖3 不同拉伸速度下試樣斷口處宏觀形貌Fig. 3 Macroscopic Fracture Morphology of Samples at Different Tensile Speeds

由圖3 看出，當(dāng)拉伸速度為0.25 mm/min 時，試棒出現(xiàn)宏觀裂紋；當(dāng)拉伸速度在0.50 mm/min 以上時，試棒均觀察到明顯的熱裂紋。

2.2 應(yīng)力-溫度曲線及分析

試樣在不同拉伸速度下應(yīng)力和溫度隨時間變化曲線見圖4（a），應(yīng)力與溫度的關(guān)系曲線見圖4（b）。

圖4 不同拉伸速度下的拉伸曲線Fig. 4 Tensile Curves at Different Tensile Speeds

由圖4（a）可以看出，隨著時間的推移，所有曲線越過相干點（固相開始相互搭接，應(yīng)力開始明顯上升的溫度點）后應(yīng)力開始增大，不過因為熔煉過程試樣熔區(qū)塌陷程度不同，所以開拉時應(yīng)力大小有所差別。試棒拉伸速度為0.25 mm/min 時，應(yīng)力值在溫度到達(dá)相干點后緩慢升高，開拉后以一個較大的速度增加，在拉伸后期（1 375～1 200 ℃）增長速度變慢，到1 200 ℃達(dá)到極值，試棒產(chǎn)生固相裂紋。 推測在1 375～1 200 ℃溫度區(qū)間里試棒產(chǎn)生了熱裂，但此時液相能夠及時補縮裂縫，所以曲線只是增長速率變慢卻沒有下落。 拉伸速度為0.50 mm/min 的試棒，應(yīng)力值在過了相干點后開始緩慢增加，開拉后應(yīng)力迅速增加到某一極值，然后應(yīng)力開始回落，形成斷裂峰，斷裂溫度為1 395 ℃，試棒產(chǎn)生熱裂紋。

由圖4（b）可以看出，拉伸速度為0.75 mm/min、1.00 mm/min 的試棒在相干點后應(yīng)力開始明顯上升，在開拉后應(yīng)力快速增大，在越過極值點后應(yīng)力快速下降，斷裂溫度分別為1 396 ℃和1 405 ℃，1 405 ℃時臨界應(yīng)力降至1 MPa，判定熱裂紋產(chǎn)生。綜上所述，試棒拉伸速度在0.25 mm/min（應(yīng)變速率5.34×10-5/s）以下時，試棒不易產(chǎn)生熱裂；拉伸速度在0.25 mm/min 以上時易產(chǎn)生熱裂。

2.3 斷裂臨界點分析

不同拉伸速度下的斷裂應(yīng)力-斷裂溫度臨界點如圖5 所示。

圖5 不同拉伸速度下的斷裂應(yīng)力-斷裂溫度臨界點Fig. 5 Fracture Stress-fracture Temperature Critical Point at Different Tensile Speeds

由圖5 可以看出，該鋼種拉伸速度較小時斷裂溫度較低，拉伸速度較大時斷裂溫度較高，熱裂都發(fā)生在凝固末期。 拉伸速度為0.50 mm/min、0.75 mm/min 和1.00 mm/min 的臨界斷裂溫度值分別是1 395 ℃、1 396 ℃和1 405 ℃，臨界斷裂應(yīng)力值分別是1.9 MPa、2.2 MPa 和1.0 MPa，考慮拉伸速度為1.00 mm/min 的應(yīng)力曲線在1 418 ℃時應(yīng)力增長速率由慢變快，因此，實際生產(chǎn)中希望避開該溫度區(qū)域，綜合確定該鋼種的易裂溫度范圍為1 395～1 418 ℃。 從圖5 中還可看出，隨著拉速的提高，試棒心部應(yīng)力隨時間增加得越來越快，心部應(yīng)力達(dá)到極值點的時間會提前，試棒斷裂臨界溫度會升高。

在實際生產(chǎn)中，F(xiàn)e-0.4C-3.5Al-1.8Mn 高鋁鋼連鑄坯凝固前沿除承受鼓肚應(yīng)變、矯直應(yīng)變、不對中應(yīng)變外，還會有二冷區(qū)噴水不均勻?qū)е碌臒釕?yīng)變。鑄坯凝固過程中凝固前沿的應(yīng)變積累，尤其是低延性1 395～1 418 ℃溫度區(qū)間的總應(yīng)變對產(chǎn)生內(nèi)部裂紋有重要作用。 為避免糊狀區(qū)出現(xiàn)較高的應(yīng)變速率，或盡量避免1 395～1 418 ℃脆性區(qū)間出現(xiàn)高于5.34×10-5/s 對應(yīng)的應(yīng)力值而產(chǎn)生鑄坯內(nèi)部裂紋，生產(chǎn)中建議如下：

（1）支承輥嚴(yán)格對中，連鑄機從上到下實行收縮輥縫；

（2）控制鑄坯鼓肚敏感區(qū)即零段、 彎曲區(qū)和矯直區(qū)的輥子開口度誤差為0.2～0.4 mm、 同一扇形段上下輥開口度和支承輥的彎曲度小于1 mm；

（3）優(yōu)化二冷冷卻工藝，得到合適的鑄坯表面溫度，避免出現(xiàn)較大的熱應(yīng)力。

3 結(jié)論

采用水平式高溫拉伸方法可以定量地分析Fe-0.4C-3.5Al-1.8Mn 高鋁鋼鑄坯凝固前沿的高溫材料力學(xué)性能，得到的結(jié)論如下：

（1）Fe-0.4C-3.5Al-1.8Mn 高 鋁 鋼 鑄 坯 熱 裂溫度區(qū)間為1 395～1 418 ℃；

（2）應(yīng)變速率為5.34×10-5/s 時，高鋁鋼試棒在1 375 ℃產(chǎn)生熱裂，隨后愈合，應(yīng)力曲線繼續(xù)上升，完全凝固后再次發(fā)生斷裂，且斷裂應(yīng)力較大。 應(yīng)變速率為1.07×10-4/s 和1.60×10-4/s 時，試樣裂紋發(fā)生于1 395 ℃和1 396 ℃，臨界應(yīng)力分別為1.9 MPa 和2.2 MPa，二者幾乎具有相同的斷裂溫度和應(yīng)力。 應(yīng)變速率增加至2.14×10-4/s 時，斷裂發(fā)生在較早期，斷裂溫度為1 405 ℃，且臨界應(yīng)力降至1 MPa。 因此，高鋁鋼鑄坯臨界平均應(yīng)變速率不大于5.34×10-5/s。