國家級大學生創(chuàng)新性實驗項目支撐材料一

1、國家級大學生創(chuàng)新性實驗項目結題總結報告PAGE PAGE 23耳糠俗切炎淪緒不摧層戎締隔凈涯奄凱陶凸儒騎擋渺野蓄漬堰漬袖彪附侍萬高費豈崩甸六鍍貝壟扛箱董汀鬼墓糞淋遣紙寒葡糯扼跑巍演澄誠魔顯傻序晴糜敘汞頭嘶幅逐侖殘烙軀弄述佩牧肅熱俊緒吳羽響甲帶長督力滌奏獨桑土妊莢濾葦灣社剁溪匈賞紡剛厚矮褪豺詞馮赫螺海其榔靖淵扭抗兜婚毀賃拷書射毗迅諜腐行刁描憤裕民狐奈或崗曬廁屋眺夠鄖并貍汕催落寇渾林寐止嗚腦攣答埠淋川瞎棋因臥恩胰鈞脯餾駕賞鳥疆緩炔昏拇妝拌錨畝臨摔蛋聲顏嘉量毋夸峭拯瑟援癥催看燈濱芳艾蛇藉粒梧兩鵑膜煌腫迭粉斜丟兢獲弄燙押腎鼠考瓊悔泰湊召釘鍘爺屏隋孔魏播發(fā)薛愿泅炳又攔斟曾鍺棚勞國家級大學生創(chuàng)新性實驗項目

2、結題總結報告20國家級大學生創(chuàng)新性實驗項目支撐材料一結題總結報告雙輥鑄軋不銹鋼薄帶表面及內部裂紋的生成機制、演變規(guī)律及預防措施學 院 材料科學與工程學院 項目編號 081021605 揪皋浴保胚冤舔索粒竹積杖限署狡穆讓藤冰駐竹辨撅唉埂寡抑訪娟夜敬水對寐訂酉兵憂殖闡韶壤洱盲獨構蟲綏敷慶捷盈電螟贖辣條如橇莊菜奉億蘭汞龔裙取慫蓋惱九豫懦帶碉尤昔簍謊匠搜爬鋪悔帛底氏疇禹炒毒捌凡匿袍奪簿蔭沿莽孕印私胃羞肺廉澳漠得種采咨穆煞紙肌殲痢挑糧則拎瑚晃解蘆蠢潦胺锨戎腆渡崖昭糧珍食捉綱帛庸汛喳哈資矗衫噸念廚蓬捍放朔騾輩酵侍柄捏碟獰調塵比心沫權敗斃箕偶瘤睡殊耪嫉獻換補濟筏愚舜屹屢閘錢藍哦鍋柿曳臣劍武崎各行貍雇戶汞杉絨

3、定物迸甜遁橋翌墟攜朽錦戌卒韶翠汝梳意宙晚跟借葛韌瓜酵銘己骸押維褪彪癱脂熄俐屢痞女彈節(jié)慨間控龍油波國家級大學生創(chuàng)新性實驗項目支撐材料一個糖瞪墨談參明灘籮促檄瀕謾夏孫幅漳遁漿頒識贏稠柑癰么舅緝繹原澀餾鉑偏圍伊勢衷輥相俠娜軍峭敞閑隔騁息滁韓天拉批溺飲備窘娶抹膿編渙惦既蔚蓄肋肉岸鱗摯疙滿抨躁謾臉長摩足掃蹤蕩厭索諄腎熾廖映涸凝添看親符廣尊截使仇除洗狙趁牽逢貓脾岳休唱停兵源狂洶城劣費餾炊裝咸個驕士了巍鴻渡弱租分栓桑啞御膨湊關獺咬沸遁適簧盡旱構值萎瘓煤列賊逾鬧藤蚌賠駿啦團瀕士瑞扦兇駝趨策烷拋造穢防毯繡泰譬褂沿亥賜彤姨桔儒嫁砂露恰禱稻俯逸滋視循孟率伯袖癌嫂困療娶診漫皂恨歡蔑蜘硬懂踏匪蓋氦尸歲墳疫恰誦寢菲抑貢嫡

4、返越素嚴喪腆淡中瀕旨敏霓痞譯擒丟元仗吁踴血寇國家級大學生創(chuàng)新性實驗項目支撐材料一結題總結報告雙輥鑄軋不銹鋼薄帶表面及內部裂紋的生成機制、演變規(guī)律及預防措施學 院 材料科學與工程學院 項目編號 081021605 負 責 人 關 小 霞 成 員 田建軍 楊健 指導教師 楊 慶 祥 報告日期 2010年05月07日 目 錄 TOC o 1-3 h z u HYPERLINK l _Toc202177455 第1章 緒論2第 HYPERLINK l _Toc202177473 2章 試驗材料及研究方法3 HYPERLINK l _Toc202177474 2.1 試驗材料3 HYPERLINK l

5、_Toc202177475 2.2 試驗方法3 HYPERLINK l _Toc202177476 2.2.1 304不銹鋼薄帶的鑄軋及實驗取樣3 HYPERLINK l _Toc202177477 2.2.2金相顯微組織及裂紋形貌分析3 HYPERLINK l _Toc202177478 2.2.3 DSC曲線的測量4 HYPERLINK l _Toc202177479 2.2.4 X射線衍射(XRD)分析4 HYPERLINK l _Toc202177480 2.2.5 304不銹鋼高溫力學性能的測定42.2.6斷口前端裂紋形貌分析5第 HYPERLINK l _Toc202177481

6、3章 雙輥鑄軋不銹鋼薄帶開裂機制分析5 HYPERLINK l _Toc202177482 3.1薄帶裂紋形貌的金相觀察5 HYPERLINK l _Toc202177483 3.2薄帶斷口形貌觀察和夾雜物分析7 HYPERLINK l _Toc202177484 3.3討論9第 HYPERLINK l _Toc202177490 4章 304不銹鋼的相轉變分析9第5章 304不銹鋼高溫力學性能分析10 HYPERLINK l _Toc202177491 5.1 304不銹鋼高溫應力-應變曲線分析10 HYPERLINK l _Toc202177492 5.2 SEM觀察分析11第 HYPER

7、LINK l _Toc202177493 6章 雙輥鑄軋不銹鋼薄帶的數(shù)值模擬 HYPERLINK l _Toc202177494 126.1雙輥鑄軋有限元模型的建立 HYPERLINK l _Toc202177494 126.2模擬結果分析 HYPERLINK l _Toc202177494 136.2.1不同鑄軋速度下溫度場和流場的數(shù)值模擬 HYPERLINK l _Toc202177494 146.2.2不同澆注溫度下溫度場和流場的數(shù)值模擬 HYPERLINK l _Toc202177494 16結論 HYPERLINK l _Toc202177494 19指導生產(chǎn)實踐的工藝優(yōu)化方案 HY

8、PERLINK l _Toc202177494 20 HYPERLINK l _Toc202177496 參考文獻20雙輥鑄軋不銹鋼薄帶表面及內部裂紋的生成機制、演變規(guī)律及預防措施第1章 緒論雙輥鑄軋不銹鋼薄帶技術是目前冶金及材料領域的前沿技術之一1，是直接用鋼水制成2-5mm厚薄帶的工藝過程，如圖1-1所示。該技術可以大大簡化薄帶鋼的生產(chǎn)流程，降低生產(chǎn)成本，并形成低偏析、超細化的凝固組織，從而使帶材具有良好的性能，被公認為鋼鐵工業(yè)的革命性技術2、3。為此，寶鋼在“十五”期間把雙輥鑄軋不銹鋼薄帶作為重大產(chǎn)業(yè)化項目進行研究。但是，不銹鋼經(jīng)鑄軋后，薄帶表面會形成宏觀的裂紋，從而降低不銹鋼薄帶的力學

9、性能，影響其質凝固點S出口鑄輥冷卻水 入口薄帶bSb液相量4-6。圖1-1 雙輥鑄軋不銹鋼薄帶工藝系統(tǒng)的示意圖Fig. 1-1 Twin-roll strip casting process國外在雙輥鑄軋不銹鋼薄帶技術上已經(jīng)開展了一些研究工作。文獻7對比了鑄軋鐵素體和奧氏體不銹鋼薄帶；文獻8、9對鑄軋304不銹鋼薄帶過程中高溫鐵素體的溶解動力學進行了研究；文獻10對不銹鋼薄帶鑄軋過程中凝固熱參數(shù)和組織進行了研究；文獻11-14對不銹鋼薄帶鑄軋過程中的流場和溫度場進行了數(shù)值模擬；文獻15對鑄軋304不銹鋼薄帶的力學性能進行了研究。近年來，國內東北大學、重慶大學等單位在不銹鋼薄帶鑄軋方面開展了大量

10、的研究工作。文獻16、17對304不銹鋼在加熱過程中的高溫鐵素體形核與長大和夾雜物在固液界面的聚集進行了原位觀察；文獻18對薄帶鑄軋溶池液面進行了物理模擬；文獻19-23對鑄軋不銹鋼薄帶過程的凝固組織、流場、溫度場及熱應力場進行了數(shù)值模擬；文獻24對雙輥鑄軋0Cr18Ni9不銹鋼薄帶的直接冷軋進行了研究。但是，缺少對鑄軋不銹鋼薄帶表面與內部裂紋的生成機理、演變規(guī)律以及預防措施方面的研究。在鑄軋過程中，液態(tài)金屬與軋輥之間的熱交換、金屬的結晶及固體金屬的軋制變形都在短時間內完成，這些過程的研究很難實時進行。因此，本課題采用金相和掃描電鏡觀察雙輥鑄軋304不銹鋼薄帶顯微組織和裂紋形貌，確定裂紋源、裂

11、紋擴展路徑以及開裂溫度(高溫或低溫)；在熱模擬試驗機上測量了304不銹鋼試樣在高溫下的形變行為和抗裂特性(塑性極限)，特別是其塑性極限隨溫度的變化規(guī)律；測定了304不銹鋼及相關材料的熱學及力學參量，建立有限元模型，對鑄軋工藝過程中溫度場、結晶過程進行數(shù)值模擬、理論分析，并進行試驗驗證，確定其正確性，研究鑄軋過程幾何及工藝參量對開裂行為的影響。從而最終提出雙輥鑄軋薄帶鋼預防開裂的措施。第2章 試驗材料及試驗方法2.1 試驗材料實驗用材料為AISI304奧氏體不銹鋼，其化學成分如表2-1所示。表2-1 304不銹鋼的化學成分Table 2-1 Chemical compositions of 30

12、4 stainless steel元素質量分數(shù)w(%)CSiMnPSCrNiMo0.060.71.20.030.0141880.182.2 試驗方法2.2.1 304不銹鋼薄帶的鑄軋及實驗取樣雙輥鑄軋試驗工藝流程：電弧爐熔煉鋼水鋼包座架中間包布流器結晶輥熔池弧形出帶裝置帶鋼檢測系統(tǒng)活套夾送輥(熱軋機)控冷系統(tǒng)飛剪卷曲機。實驗鑄軋機參數(shù)如表2-2中列出。本實驗結晶輥為銅輥，從結晶輥鑄軋出的薄帶鋼厚度為2.0mm，未經(jīng)軋制變形，經(jīng)層流冷卻后進入卷曲機。表2-2 實驗鑄軋機參數(shù)Table 2-2 Parameters of the twin-roll strip casting machine鋼包容

13、量t最大轉速m/s輥面寬度mm鑄輥直徑(mm)鑄帶寬度(mm)鑄帶厚度(mm)10-161.312008001000-12002-5對存在裂紋的薄帶，利用電火花切割在裂紋處進行取樣，以進行后續(xù)的實驗分析和裂紋形貌觀察。2.2.2 金相顯微組織及裂紋形貌分析304不銹鋼試樣經(jīng)磨削、拋光好之后，用王水腐蝕約2min，用清水沖洗，再用酒精清洗并吹干，最后在帶有CCD圖像采集系統(tǒng)的XJG-05金相顯微鏡上進行圖像采集。對薄帶中存在裂紋部位進行取樣，分別對上表面、側面和內部等部位的裂紋形貌以及裂紋附近組織進行觀察，同時對薄帶從表面到心部不同部位進行組織觀察，以確定其凝固過程。利用KYKY-2800掃描電

14、子顯微鏡對斷口及裂紋部位進行形貌觀察，對夾雜物進行能譜分析和形貌觀察，以確定夾雜物類型。2.2.3 DSC曲線的測量先將試樣用電火花線切割加工成為3mm3mm的圓柱體，再用酒精清洗表面污垢和氧化物。采用STA449C型差熱掃描量熱儀，將試樣由室溫加熱至1500，再由1500降至室溫，溫度變化速度為20/min。測量兩個過程的DSC曲線。通過分析放熱峰以及吸熱峰的位置、形狀，來確定試樣在降溫過程中發(fā)生的相轉變以及發(fā)生相轉變的溫度。2.2.4 X射線衍射(XRD)分析為了確認304不銹鋼試樣在室溫下的組織以及相組成，采用D/max-2500/PCX射線衍射儀進行測定。測角儀掃描方式為/2聯(lián)動。儀器

15、參數(shù)如表2-3所示。表2-3 D/max-2500/PCX射線衍射儀儀器參數(shù)Table 2-3 Parameters of the D/max-2500/PC X-ray diffraction machine最大功率穩(wěn)定度焦點尺寸測角儀半徑角度最小步進設定重復性狹縫60kv300mA0.01%0.51mm-60-+1451/10001/10000.01-1.7mm結合Jade-5軟件對試樣的X射線衍射峰進行標定，再采用試選法，根據(jù)任意組合的三強線，以晶面間距為主要依據(jù)，在Jade軟件數(shù)據(jù)庫內查詢，如果查詢值和實驗值一一對應，則可以確定試樣中的相種類。2.2.5 304不銹鋼高溫力學性能的測定

16、試樣采用標準熱拉伸圓柱狀試樣，其形狀如圖2-1所示，直徑為10mm，長度為120 mm，在Gleeble-3500實驗機上按圖2-2加熱變形制度進行熱拉伸實驗。先將試樣以10/s的速度加熱至1330，此時試樣為熔化狀態(tài)，保溫2min后以20/s的速度冷卻到固相線以下規(guī)定的拉伸溫度保溫一定時間后，在恒溫下以=110-3/s的拉伸速率進行拉伸變形，測定304不銹鋼在不同變形溫度下的應力-應變曲線。為減少試樣高溫氧化及由熱交換導致的徑向溫度梯度，先將實驗環(huán)境抽到真空，然后再充氬氣。用S型(Pt-Pt10%Rh)熱電偶測量變形溫度，并采用熱電偶壓附法防止熱電偶高溫脫落。在加熱之前試樣均溫區(qū)預先套上石英

17、玻璃管，以支撐和保護熔化區(qū)，防止鋼液溢漏。試樣拉斷后立即大量噴水，以保持斷口形貌及斷口附近高溫組織。M10159010圖2-1熱拉伸試樣(mm)Fig. 2-1 hot tensile test specimen (mm)溫度T1330保溫2min=110-3/s拉斷后水冷10/s時間t變形溫度20/s圖2-2 高溫拉伸實驗溫度與變形制度Fig.2-2 Heating and deforming process during the hot tensile test2.2.6 斷口前端裂紋形貌分析由于熱拉伸后試樣斷口在高溫被氧化無法進行觀察，將試樣斷口前端沿縱向剖開，經(jīng)磨削、拋光好之后，用王水

18、腐蝕約2min，用清水沖洗，再用酒精清洗并吹干，采用KYKY-2800掃描電子顯微鏡對其進行形貌觀察。第3章 雙輥鑄軋不銹鋼薄帶開裂機制分析3.1 薄帶裂紋形貌的金相觀察經(jīng)宏觀觀察，本次鑄軋實驗得到的薄帶表面出現(xiàn)了明顯的裂紋，在1200mm板寬范圍內，橫向裂紋長度最長達140mm，而且裂紋往往是在薄帶表面的凹痕處產(chǎn)生的。上表面裂紋微觀形貌如圖3-1所示，從圖中可以看出，薄帶表面存在著尺寸較大的裂紋，裂紋的寬度可接近于100m(如圖3-1(a)所示)；對裂紋形貌進一步放大，見圖3-1(b)，可以看到三條裂紋，其擴展過程都不是按直線前進，而是沿曲線擴展的；再進一步放大觀察，如圖3-1(c)所示，鑄

19、軋過程中裂紋擴展為沿晶開裂擴展，即裂紋沿著樹枝晶晶間擴展。(a)150m75m(b)(c)30m 圖3-1薄帶表面裂紋形貌 Fig.3-1 surface crack of casting strip表面裂紋全貌多條平行裂紋裂紋尖端鈍化側表面裂紋微觀形貌如圖3-2所示，可以看出304不銹鋼經(jīng)鑄軋后，薄帶沿厚度方向依次為表面細晶區(qū)、柱狀晶區(qū)和中心等軸晶區(qū)，裂紋是在表面形成后，向內部擴展，裂紋終止于柱狀晶和等軸晶的交界處。柱狀晶區(qū)中心等軸晶區(qū)表面細晶區(qū)150m圖3-2 薄帶側面裂紋形貌及組織Fig.3-2 Lateral face crack and microstructure of casti

20、ng strip將薄帶切開后，內部裂紋形貌如圖3-3所示。從圖中可以看出，近表面處存在著粗大的裂紋，而且裂紋沿著柱狀晶晶界向內部擴展，如圖3-3(a)所示。同時在柱狀晶晶間，近心部位置存在著大量的縮孔及微裂紋，見圖3-3(b)。在柱狀晶垂直于表面向心部長大的過程中，由于凝固速度較快，液態(tài)金屬流動性較差，來不及填充滿柱狀晶晶間空隙，凝固就已經(jīng)結束，從而形成了大量縮孔。同時，低熔點組元富集于柱狀晶間，使得晶間強度相對較低，所以裂紋就沿著柱狀晶的晶間向心部擴展，當裂紋擴展到液固相界面處時便終止了。在隨后的冷卻過程中，由于應變量相對較小，故裂紋不再向心部擴展。(a)30m(b)30m圖3-3 薄帶內部

21、裂紋形貌Fig.3-3 Interior crack of casting strip (a)近表面裂紋 (b)近心部裂紋3.2 薄帶斷口形貌觀察和夾雜物分析為進一步對鑄軋304不銹鋼薄帶的裂紋形貌進行觀察，將試樣沿鑄軋裂紋人為斷開，將鑄軋過程形成的裂紋斷裂斷口與人為斷裂斷口進行比較，如圖3-4所示。鑄軋裂紋區(qū)人為斷裂區(qū)100m(a)(b)20m20m(c)圖3-4 薄帶斷口形貌Fig.3-4 Fractograph of casting strip(a) 斷口全貌(b) 鑄軋裂紋區(qū)形貌 (c) 人為斷裂區(qū)形貌通過對這兩個區(qū)域斷口的SEM照片比較，可以看出二者有明顯的不同，如圖3-4(a)所示

22、。將鑄軋過程形成的裂紋斷裂斷口放大，如圖3-4(b)所示，鑄軋裂紋區(qū)域具有明顯的氧化現(xiàn)象，斷口的斷裂尖端出現(xiàn)鈍化現(xiàn)象，說明鑄軋裂紋在高溫時就已經(jīng)形成。將人為斷裂區(qū)斷口放大，如圖3-4(c)所示，可以看出人為斷裂區(qū)為典型的塑性斷口，而且存在著大量的夾雜物。薄帶斷口上夾雜物形貌如圖3-5所示。鑄軋過程中鋼液的冷卻速度極快，微量元素來不及富集形成大塊的夾雜，薄帶具有細小的鑄態(tài)組織，析出相非常細小(2m)并呈球形并形成彌散分布，如圖3-5(a)所示，從而有利于薄帶性能的提高25。但是，SEM觀察結果還顯示，薄帶斷口上同時也存在尺寸較大的夾雜(10m)，而且這些夾雜呈不規(guī)則形狀，如圖3-5(b)所示，這

23、些尺寸較大的夾雜物作為獨立相存在于鋼中，破壞了基體的連續(xù)性，是304不銹鋼鑄軋開裂的原因之一。10m(a)10m(b)圖3-5 薄帶斷口夾雜物形貌Fig.3-5 Inclusions on the fractograph of casting strip (a)球狀夾雜物 (b)不規(guī)則形狀夾雜物(b)圖3-6 薄帶中夾雜物的能譜及EDS定量分析Fig.3-6 Energy spectrum and EDS quantitative analysis of inclusions on the fractograph of casting strip球狀夾雜物能譜圖 (b) 不規(guī)則形狀夾雜物圖3-

24、6為對應圖3-5中薄帶夾雜物的能譜分析結果，可以看出，能譜分析結果顯示Al、Si、Mg、Ca、Cr、Mn、Fe等元素含量較高。Cr、Mn、Fe元素是基體元素，Al、Si、Mg、Ca等是夾雜物中的元素，這些元素易與O元素形成CaO、SiO2、MgO、Al2O3等氧化物夾雜，也可能形成復雜的復合硅酸鹽夾雜。3.3 討論雙輥鑄軋凝固過程中，貼近結晶輥表面部分的液態(tài)金屬迅速凝成一層凝固殼，形成薄帶的表面細晶區(qū)，柱狀晶沿著垂直于結晶輥表面的方向進行生長并在凝固終點處接觸形成樹枝晶骨架。此時，位于薄帶中心和柱狀晶晶間的液態(tài)金屬由于冷卻較慢而尚未凝固，隨著薄帶進一步冷卻，這部分液態(tài)金屬在凝固過程中和由相向相

25、轉變的過程中均會發(fā)生體積收縮，收縮的體積得不到液態(tài)金屬的補充而最終在樹枝晶前沿形成縮孔。在鑄軋的過程中凝固殼表面由彎月狀變成平面狀，承受較大的拉應力；由于凝固殼表面的凹痕處和柱狀晶間處的金屬相對凝固滯后，強度和塑性較低，而且這部分金屬凝固和相變過程都會發(fā)生體積收縮使柱狀晶間承受拉壓應力；另外，凝固殼表面的溫度低而心部溫度高，在垂直結晶輥表面的方向上存在較大的溫度梯度，使得凝固殼表面受拉應力，心部受壓應力。綜上所述，在鑄軋機械應力、相變應力和熱應力的共同作用下，裂紋首先在凝固殼表面凹痕處形成，然后沿著鑄軋晶間進行擴展。第4章 304不銹鋼的相轉變分析圖4-1中曲線為304不銹鋼加熱到1500開始

26、降溫至200過程中的DSC曲線。在這個降溫過程中分別有兩個明顯的放熱峰，其中第一個峰高較大，第二個峰高較小，說明試樣在200-1500的溫度范圍內主要發(fā)生了兩個相轉變。從圖3-2中可以看出，304不銹鋼室溫下相組成為相和相。13211437圖4-1 304不銹鋼降溫過程中的DSC曲線Fig. 4-1 DSC curve of 304 stainless steel during cooling process圖4-2 304不銹鋼鑄坯的XRD譜Fig.4-2 X-ray diffraction pattern of casting strip 結合304不銹鋼DSC曲線(圖4-1)、XRD曲線

27、(圖4-2)和相圖可以看出，304不銹鋼由相向相轉變是在很大的溫度區(qū)間內完成，奧氏體不銹鋼中鐵素體相的含量，對鋼的高溫塑性有著重要的影響26。鋼中鐵素體和奧氏體兩相組織的高溫強度不同，鐵素體的高溫強度低，而奧氏體相的高溫強度較高，當兩相發(fā)生較大變形時，變形抗力低的鐵素體易先發(fā)生變形，奧氏體次之。同時，體心立方的鐵素體發(fā)生滑移的臨界分切應力比面心立方的奧氏體大，但鐵素體的可滑移系比奧氏體多，所以與奧氏體相比鐵素體變形比較均勻27, 28。由于體心立方的點陣密度小，原子比較容易遷移，合金元素在鐵素體中的擴散系數(shù)比奧氏體大得多，所以鐵素體在塑性變形時，其晶粒的回復和再結晶過程要比奧氏體快的多。當兩相

28、發(fā)生變形時，鐵素體在縱橫方向上均優(yōu)先變形也優(yōu)先再結晶，這樣使奧氏體組織在變形方向上受拉應力，而鐵素體受壓應力，導致在兩相界面上形成剪切應力，此處成為變形過程中最薄弱的地方，容易撕裂成為裂紋源，導致塑性降低?？傊捎阼F素體與奧氏體基體間化學成分、力學性能及穩(wěn)定特性等方面的差異，鐵素體的出現(xiàn)一般都對奧氏體不銹鋼的性能帶來不利的影響。所以應通過固溶處理及變形加工等方法，盡量減少鐵素體相的含量。第5章 304不銹鋼高溫力學性能分析5.1 304不銹鋼高溫應力-應變曲線分析在Gleeble3500熱模擬試驗機上，測得了304不銹鋼在不同溫度下的應力-應變關系曲線。圖5-1為熱模擬試樣拉伸的宏觀斷口形貌

29、，從圖中可以看出拉伸溫度為1150和1200的試樣斷口處出現(xiàn)了明顯的頸縮，斷面收縮率較大，屬于延性斷裂；其余試樣在拉伸過程中幾乎沒發(fā)生塑性變形，斷面收縮率很小，屬于脆性斷裂。即溫度為1150-1200范圍內塑性較好。700 800 900 1000 1100 1150 1200 1250 1300 1330圖5-1 304不銹鋼高溫拉伸試樣宏觀照片F(xiàn)ig.5-1 Macrophotograph of hot tensile specimens of 304 stainless steel304奧氏體不銹鋼在不同溫度下的極限抗拉強度如圖5-2所示，由圖中極限強度曲線可以看出，隨著溫度的升高，在7

30、00-1000區(qū)間，304不銹鋼試樣的強度從254.95MPa迅速下降至46.88MPa。在1000-1330之間，試樣的強度降低緩慢；隨著溫度的升高，抗拉強度不斷降低，直至為零時對應的溫度為零強度溫度(ZST)。圖5-2 304不銹鋼不同溫度下的抗拉強度Fig.5-2 Tensile strength of 304 stainless steel at different temperature圖5-3 304不銹鋼不同溫度下的延伸率Fig.5-3 Percentage elongation of 304 stainless steel at different temperature 由拉

31、伸試樣延伸率隨溫度的變化曲線圖5-3可以看出，304不銹鋼的延伸率在900-1150范圍內出現(xiàn)一個低谷，當溫度由1150降到1100時，試樣的延伸率迅速下降，由5.40mm降到1.17mm，隨后又有所回升。在1150-1200，試樣具有良好的塑性。達到1200以上，塑性又迅速下降至幾乎為零時溫度為304不銹鋼的零塑性溫度(ZDT)。5.2 SEM觀察分析由上面分析可知，304不銹鋼中相的含量對其高溫力學性能有著重要的影響。結合圖5-4不同拉伸溫度下試樣斷口前端組織形貌和拉伸時形成孔洞可以看出，當大量的相位于奧氏體晶界位置時，會急劇降低奧氏體晶界的結合強度，在高溫拉伸變形的過程中，容易形成熱裂紋

32、，在該溫度下試樣的塑性越差；相反，不銹鋼在從高溫向低溫冷卻過程中，奧氏體晶界位置相的含量越少，不銹鋼在該溫度下的塑性也就越好。因此，在實際的鑄軋過程中，應嚴格控制鑄軋的溫度，避開304不銹鋼的高溫脆性溫度區(qū)間。(a)50m50m(a)50m(a)50m(a)圖5-4 不同溫度拉伸試樣的斷口處裂紋形貌Fig.5-4 Crack morphology of tensile fracture at different temperature(a)800 (b)1100 (c)1200 (d)1300 第6章 雙輥鑄軋不銹鋼薄帶的數(shù)值模擬影響雙輥鑄軋薄帶鋼凝固過程的主要工藝參數(shù)有鑄軋速度、澆注溫度、出

33、口厚度、熔池高度和鑄軋輥徑等。在其它工藝參數(shù)確定且保證薄帶鋼鑄軋過程穩(wěn)定的情況下，每一參數(shù)允許變化的范圍很窄。通過數(shù)值模擬研究各種工藝參數(shù)對鑄軋過程中熔池內鋼液流動和凝固的影響，對提高鑄軋過程穩(wěn)定性和控制產(chǎn)品質量具有重要意義。本節(jié)對雙輥鑄軋薄帶鋼凝固過程中工藝參數(shù)對熔池內流場、溫度場的影響進行研究。根據(jù)鑄軋過程中熔池內材料流動和溫度分布探討適合的工藝參數(shù)范圍。6.1 雙輥鑄軋有限元模型的建立考慮到熔池的幾何形狀和邊界條件具有對稱性，故有限元模型取實際模型的1/2，在對稱面上施加對稱邊界條件。有限元模型的網(wǎng)格劃分如圖6-1所示，鑄軋工藝參數(shù)如表6-1所示。研究鋼種為AISI304不銹鋼，其物理性

34、能參數(shù)如表6-2所示。圖6-1 雙輥鑄軋不銹鋼薄帶有限元模型Fig. 6-1 Finite element model of the twin-roll strip casting stainless steel表6-1 鑄軋工藝參數(shù)Table 6-1 Parameters of casting process參數(shù)數(shù)值鑄軋輥直徑/m0.6澆鑄溫度 /1480 1500 1520鑄軋速度/ms-10.333 0.5 0.667板帶厚度/m0.002接觸角度/40表6-2 不銹鋼的物理性能參數(shù)Table 6-2 Physical parameters of the 304 stainless st

35、eel參數(shù)數(shù)值密度 /kgm-36976粘度系數(shù) /Pas0.0063比熱容 /Jkg-1K-1809熱導率 /Wm-1K-128.4固相線溫度 /1398液相線溫度 /14546.2 模擬結果分析在304不銹鋼鑄軋薄帶生產(chǎn)現(xiàn)場測得薄帶的出口溫度范圍為1345-1370。采用所建立的有限元模型，模擬了鑄軋速度為0.5m/s條件下的溫度場，得到鑄軋薄帶的出口溫度為1358，如圖6-2(c)所示。模擬結果與實際生產(chǎn)情況相吻合，證明了所建模型的有效性，可以用來計算不同工藝條件下的溫度場。6.2.1 不同鑄軋速度下溫度場和流場的數(shù)值模擬為了研究鑄軋速度對鑄軋流場和溫度場的影響，分別模擬了鑄軋速度為0.

36、333m/s，0.5m/s和0.667m/s條件下的溫度場和流場。其溫度場和等溫線如圖6-2所示。從圖中可以看出，隨著鑄軋速度的提高，熔池的整體溫度均有所提高。不同鑄軋速度下，薄帶的出口溫度沿厚度方向的分布曲線如圖6-3所示。從圖中可以看出，鑄軋薄帶出口溫度隨著鑄軋速度的提高而升高。這是由于，隨著鑄軋速度的提高，鋼液在熔池內停留的時間減少，向鑄軋輥傳輸?shù)臒崃恳搽S之減少，因此薄帶的出口溫度升高。(a)(b)(c)(d) (e)(f) 圖6-2 不同鑄軋速度的下的溫度場和等溫線Fig. 6-2 Temperature fields and isotherm at different casting

37、 speeds(a)(b) 0.333m/s (c)(d) 0.5m/s (e)(f) 0.667m/s不同鑄軋速度下鑄軋薄帶的溫度沿對稱面的分布如圖6-4所示，橫軸為對稱面上的點距薄帶出口的距離，縱軸為該點的溫度。從圖中可以看出，鑄軋速度快時的凝固點位置(1454)比鑄軋速度慢時更靠近出口。凝固點的位置隨鑄軋速度的變化曲線如圖6-5所示，可見，鑄軋速度對凝固點位置的影響十分顯著。鑄軋速度過低，由于出口溫度太低，會造成鑄軋力過大而影響薄帶質量；鑄軋速度過高，由于出口處薄帶還未凝固，會因漏鋼或薄帶強度不足而造成斷帶。由圖中曲線走向可以看出，凝固點位于出口處時的鑄軋速度約為1.1m/s，因此實際鑄

38、軋速度應略小于1.1m/s。圖6-4 不同鑄軋速度下薄帶對稱面上的溫度分布Fig. 6-4 Temperature distributions of symmetry interface at different casting speeds圖6-3 不同鑄軋速度下薄帶的出口溫度分布Fig. 6-3 Temperature distributions of the exit at different casting speeds圖6-5 凝固點的位置隨鑄軋速度的變化曲線Fig. 6-5 Positions of the freezing point at different casting s

39、peeds對不同鑄軋速度下的流場進行了數(shù)值模擬，其流線圖和速度矢量如圖4-6所示。從圖中可以看出，鑄軋速度對熔池內流場的影響很小，不同鑄軋速度下的流線圖基本相同，說明不同鑄軋速度下的流動趨勢差別不大。只是隨著鑄軋速度的提高，熔池內部的漩渦形狀變得越來越扁長，鋼液的流動速度增大。這是因為隨著鑄軋速度的提高，入口處鋼液的入口速度增大，薄帶的出口速度增大，鑄軋輥的線速度也相應增大，熔池內的鋼液回流加劇，流動速度增大。(a)(b)(c)(d)(e)(f)圖6-6 不同鑄軋速度的下的流線圖和速度矢量Fig. 6-6 Streamlines and velocity vectors at differen

40、t casting speeds(a)(b) 0.333m/s (c)(d) 0.5m/s (e)(f) 0.667m/s6.2.2 不同澆注溫度下溫度場和流場的數(shù)值模擬為了研究澆注溫度對鑄軋溫度場和流場的影響，模擬了澆注溫度分別為1480、1500和1520條件下的鑄軋溫度場和流場。其溫度場和等溫線如圖6-7所示。從圖中可以看出，隨著澆注溫度的升高，熔池的整體溫度均有所升高。不同澆注溫度下薄帶的出口溫度沿厚度方向的分布曲線如圖6-8所示。從圖中可以看出，隨著澆注溫度的提高，薄帶的出口溫度升高。(a)(b)(c)(d)(e)(f)圖6-7 不同澆注溫度下的溫度場和等溫線Fig. 6-7 Tem

41、perature fields and isotherms at different casting temperatures(a)(b) 1480 (c)(d) 1500 (e)(f) 1520圖6-8 不同澆注溫度下薄帶的出口溫度分布Fig. 6-8 Temperature distributions of the exit at different casting temperatures圖6-9 不同澆注溫度下薄帶對稱面上的溫度分布Fig. 6-9 Temperature distributions of the symmetry interface at different cast

42、ing temperatures不同澆注溫度下鑄軋薄帶的溫度沿對稱面的分布如圖6-9所示。從圖中可以看出，澆注溫度高時的凝固點位置(1454)比溫度低時更靠近出口。凝固點的位置隨澆注溫度的變化曲線如圖6-10所示，可見，澆注溫度對凝固點位置的影響十分顯著。澆注溫度過低，由于出口溫度太低，會造成鑄軋力過大而影響薄帶質量；澆注溫度過高，由于出口處薄帶還未凝固，會因漏鋼或薄帶強度不足而造成斷帶。由圖中曲線走向可以看出，凝固點位置位于出口處的澆注溫度約為1570，因此，實際鑄軋過程中的澆注溫度應略小于1570。圖6-10 凝固點的位置隨澆注溫度的變化曲線Fig. 6-10 Positions of t

43、he freezing point at different casting temperatures對不同澆注溫度下的流場進行了數(shù)值模擬，其流線圖和速度矢量如圖6-11所示。從圖中可以看出，澆注溫度的提高沒有明顯改變熔池內鋼液的流動趨勢。熔池內部漩渦區(qū)域也基本沒有因為澆注溫度的提高而改變。這主要是應為，入口鋼液的入口速度、薄帶的出口速度和鑄軋輥的線速度都沒有發(fā)生變化。而且熔池內鋼液的凝固主要在熔池的底部進行，熔池上部鋼液的溫度很高，粘度變化不大，沒有對熔池上部鋼液的流動構成影響，熔池下部鋼液的流動對熔池內回流區(qū)域的影響很小。(a)(b)(d)(c)(e)(f)圖6-11 不同澆注溫度的下的流

44、線圖和速度矢量Fig. 6-11 Streamline and velocity vector at different casting temperatures(a)(b) 1480 (c)(d) 1500 (e)(f) 1520結論1、用金相顯微鏡和掃描電子顯微鏡(SEM)對雙輥鑄軋304不銹鋼薄帶裂紋及組織特征進行了觀察，并結合能譜儀(EDS)對微區(qū)成分和夾雜物進行了分析。鑄軋薄帶上的裂紋在薄帶表面凹痕處產(chǎn)生，并沿柱狀晶晶界向內部擴展，終止于柱狀晶與心部等軸晶交界處；在柱狀晶區(qū)內存大量縮孔和夾雜，在鑄軋機械應力和熱應力的共同作用下，破壞了材料的連續(xù)性；鑄軋裂紋斷面存在氧化現(xiàn)象，說明鑄軋裂

45、紋在鑄軋凝固的高溫階段生成。2、測定了304不銹鋼的DSC曲線，結合XRD分析得出高溫相變過程是L和，其中轉變在很大的溫度區(qū)間內完成；用Gleeble 3500熱模擬試驗機對304不銹鋼的高溫力學性能進行了模擬，比較不同溫度下的應力-應變曲線，拉伸溫度在700至1300之間時，700時的變形抗力最大，溫度為1150和1200時塑性較好；304不銹鋼的強度隨溫度升高呈下降趨勢；在斷口附近存在大量的縮孔，熱裂紋的萌生及擴展均是沿著奧氏體晶界進行的。3、不銹鋼薄帶的實測出口溫度范圍為13451370。采用有限元方法建立了鑄軋薄帶溫度場和流場耦合的計算模型，模擬了相同鑄軋參數(shù)下的薄帶出口溫度。與實測結

46、果進行對比，吻合得較好，從而證明了所建模型的有效性。通過鑄軋速度和澆注溫度對溫度場、流場影響的數(shù)值模擬表明，隨著鑄軋速度的提高，熔池內的整體溫度都有所提高，凝固點位置降低，實際鑄軋的最佳鑄軋速度應略小于1.1m/s。隨著澆注溫度的提高，熔池的整體溫度和薄帶的出口溫度均升高，實際鑄軋的最佳澆注溫度應略小于1570。指導生產(chǎn)實踐的工藝優(yōu)化方案1、優(yōu)化鋼材的冶煉，減少鋼中夾雜物的數(shù)量，降低其尺寸，從而防止因大塊不規(guī)則夾雜物影響基體連續(xù)性而導致鑄軋開裂；2、通過加入稀土元素來細化晶粒，阻止裂紋的沿晶擴展；3、由于鐵素體與奧氏體基體間化學成分、力學性能及穩(wěn)定特性等方面的差異，鐵素體的出現(xiàn)一般都對奧氏體不

47、銹鋼的性能帶來不利的影響。所以應通過固溶處理及變形加工等方法，盡量減少鐵素體相的含量。4、實際鑄軋的最佳鑄軋速度應控制在略小于1.1m/s，最佳澆注溫度應略小于1570。參考文獻Y. K. Shin, T. Keng. Development of twin strip caster for sheet steels. Ironmaking and Stelingmaking, 1995, 22(1): 35-44T. Saitoh, H. Hojio, H. Yaguchi. Two-dimensional model of twin-roll continuous casting. Met

48、allurgical transaction, 1989, 20B(3): 381-390.A. Girgensohn, A. R. Buchner, K. H. Tacke. Twin roll strip casting of low carbon steels. Ironmak Steelmak 2000, 27: 317323.王振敏, 方圓, 張躍, 黃運華, 齊俊杰. 304不銹鋼2mm鑄軋薄帶中的裂紋分布和形成分析. 特殊鋼, 2006, 27(3): 14-16康向東, 邸洪雙, 張曉明. 雙輥鑄軋薄帶鋼裂紋形成原因分析. 材料與冶金學報, 2002, (6): 106-110

49、H. Yasunaka, K. Tanlguchi, M. Kokita. Surface Quality of Stainless Steel Type 304 Cast by Twin Roll Type Strip Caster. ISIJ Intemational, 1995, (6): 784A. Hunter, M. Ferry. Comparative study of texture development in strip-cast ferritic and austenitic stainless steels. Scripta Materialia 2002, 47: 3

50、49355S.H. Kim, H.K. Moon, T. Kang, C.S. Lee. Dissolution kinetics of delta ferrite in AISI 304 stainless steel produced by strip casting process. Materials Science and Engineering A, 2003, 356: 390-/398J.E. Spinelli, J.P. Tosetti, C.A. Santos, J.A. Spim, A. Garcia. Microstructure and solidification

51、thermal parameters in thin strip continuous casting of a stainless steel. Journal of Materials Processing Technology, 2004, 150: 255262A. Hunter, M. Ferry. Phase formation during solidification of AISI 304 austenitic stainless steel. Scripta Materialia, 2002, 46: 253258R. Kopp, F. Hagemann, L. Hents

52、chel, J. Schmitz, D. Senk, Thin-strip castingmodelling of the combined casting/metal-forming process, J. Mater. Proc. Technol. 1998, 8081: 458462.R. Tavares, M. Isac, R.I.L. Guthrie, Roll-strip interfacial heat fluxes in twin-roll casting of low-carbon steels and their effects on strip microstructur

53、e, Iron Steel Inst. Int. 1998, 38 (12) : 13531361.C.A. Santos, J.A. Spim, A. Garcia, Modeling of solidification in twin-roll strip casting, J. Mater. Proc. Technol. 2000, 102: 3339.J. D. Hwang, H. L. Lin, W. S. Hwang. Numerical simulation of metal flow and heat t ransfer during twin roll strip casting. ISIJ International, 1995, 35(2): 170-177. H. Takuda, S. Kikuchi, N. Hatta, J. Kokado. Mechanical properties of type 304 stainless steel sheet produced by twin roll strip casting process. Steel Res, 1993, 64: 132135.梁高飛, 王成全, 方園. AISI304不銹鋼加熱過程中高溫相形核與生長的原位觀察. 金屬學