用激光掃描儀準(zhǔn)確測(cè)量了斷裂后的金屬殼體厚度，殼體厚度的變化與模具熱監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)有關(guān)。高度詳細(xì)的3D厚度測(cè)量技術(shù)證實(shí)，模具中可能發(fā)生殼厚度的局部變化。結(jié)合模具熱監(jiān)測(cè)，確定了這些厚度變化的根本原因。
本文對(duì)直板廠(DSP)高速薄板鑄造機(jī)發(fā)生的兩次斷裂殼事件進(jìn)行了討論。第一次斷裂與一個(gè)大的包裹物有關(guān)。第二次是與局部殼體厚度變薄和不正確的設(shè)置錐度有關(guān)。
在這兩種情況下，斷裂都與殼層厚度的局部減少有關(guān)。這些位置的模具熱溫度確定了熱電偶溫度的降低，表明鋼殼和銅之間存在“空氣”間隙或絕緣層。使用CON1D進(jìn)行的額外計(jì)算來驗(yàn)證絕緣層的存在，并更好地理解導(dǎo)致這些斷裂的事件。
在激光厚度測(cè)量技術(shù)的幫助下，對(duì)通常用于測(cè)量和評(píng)估汽車車身部件的激光厚度測(cè)量技術(shù)進(jìn)行改編，準(zhǔn)確測(cè)量了兩個(gè)斷裂的殼體厚度。
用這種技術(shù)研究的兩個(gè)斷裂殼分布是斷裂A，原因是包裹物滯留在西寬面；斷裂B，南部狹窄面的錐形斷裂。
在結(jié)果評(píng)估過程中，值得注意的是，在兩個(gè)斷裂中，殼體沒有恒定的厚度，并且表現(xiàn)出三種變薄趨勢(shì)：
- 在縱向方向上的局部變薄
- 在垂直方向上的局部變薄
- 外殼區(qū)域的變薄
一些變薄區(qū)域，同時(shí)出現(xiàn)縱向和橫向裂紋。
殼體厚度的測(cè)量結(jié)果與熱電偶信號(hào)進(jìn)行了比較，較薄的殼體溫度越低，較厚的殼體溫度越高。
為了測(cè)量斷裂殼層，我們使用了一個(gè)3D數(shù)字化儀(ATOS)和光學(xué)坐標(biāo)測(cè)量?jī)x(TRITOP)介紹
相結(jié)合的儀器。
ATOS是一種基于三角測(cè)量原理（圖1）的柔性光學(xué)測(cè)量機(jī)，用兩個(gè)攝像機(jī)觀察投影條紋圖案。高精度地計(jì)算每個(gè)攝像機(jī)像素的三維坐標(biāo)，生成對(duì)象表面的多邊形網(wǎng)格
三角測(cè)量的原理:激光源和傳感器之間的距離是已知的。激光向被測(cè)物體發(fā)射光線，光線通過透鏡反射回傳感器。點(diǎn)b可以通過知道a、c和距離d來計(jì)算。
TRITOP是一種光學(xué)坐標(biāo)測(cè)量?jī)x。該移動(dòng)技術(shù)旨在定義標(biāo)記的精確3D位置（遙測(cè)）。TRITOP用于識(shí)別外殼兩側(cè)的參考標(biāo)記，以支持ATOS測(cè)量。
當(dāng)殼體兩側(cè)在同一坐標(biāo)系中時(shí)，3D厚度的計(jì)算是可能的
當(dāng)在直接薄板廠薄板坯連鑄機(jī)中鑄造低范圍HSLA鋼(高強(qiáng)度低合金)時(shí)，在鋼包更換期間，發(fā)生了斷裂。 在斷裂前，熱電偶溫度和其他工藝參數(shù)非常正常，幾乎沒有不穩(wěn)定的跡象。然后在斷裂前幾分鐘，由于模具水平的波動(dòng)，鑄造速度降低。
考慮到斷裂的原因不明，決定用這種新技術(shù)來研究殼體。因此，用3D激光技術(shù)測(cè)量斷裂殼體厚度。
由于斷裂孔和一些飛濺附著在殼體的斷裂一側(cè)，在激光測(cè)量中使用了斷裂的另一側(cè)。因此，采用全固定面?zhèn)群蛢蓚?cè)窄面的一半進(jìn)行測(cè)量。
殼層厚度的3D視圖如圖5所示。在這張圖中，值得注意的是，斷裂殼體沒有恒定的厚度，并顯示了三種變薄趨勢(shì)：
- 在縱向方向上的局部變薄
- 在垂直方向上的局部細(xì)化
- 外殼區(qū)域的變薄
與其他區(qū)域相比，厚度的局部減少約為50%；特別是在縱向上。
為了能夠闡明厚度的減少，使用了兩個(gè)位置來測(cè)量沿一條線(圖4中的紅色和藍(lán)色線)的外殼厚度。
這些位置與3D視圖相比較的結(jié)果如圖6所示。這些線條更清楚地顯示了殼層厚度的減少，表明局部和區(qū)域變薄。
在清除礦渣邊緣的過程中，在直接板材廠鑄造HSLA鋼（高強(qiáng)度低合金）時(shí)發(fā)生了斷裂。在斷裂之前，熱電偶的溫度非常不穩(wěn)定，斷裂的原因尚不清楚。因此，我們也決定用3D激光技術(shù)來研究外殼。
因此，在斷裂事件發(fā)生后，進(jìn)一步分析斷裂殼，用3D激光技術(shù)研究斷裂殼，并測(cè)量其厚度。圖7顯示了一個(gè)斷裂殼的照片。
考慮到斷殼狀態(tài)良好，激光測(cè)量分兩部分進(jìn)行：
第一部分：松散邊的一側(cè)和每個(gè)窄面的一側(cè)
第二部分：完整固定的一側(cè)，和每個(gè)窄面的一側(cè)，包括斷開孔的一半。
第一部分將作為參考文獻(xiàn)顯示。
第二部分：測(cè)量采用全東寬面（固定側(cè)）和兩側(cè)窄面的一半進(jìn)行測(cè)量。圖8顯示了正在研究的半斷裂殼。在這個(gè)半殼的中間發(fā)現(xiàn)了縱向裂縫（白色圈）。紅色表示裂縫到半月板的距離和從南窄面的距離。
外殼厚度的3D視圖如圖9所示。在圖中，值得注意的是，斷裂殼沒有恒定的厚度，再次顯示與斷裂A相同的三種變薄特點(diǎn)：
- 在縱向方向上的局部變薄
- 在垂直方向上的局部變薄
- 外殼區(qū)域的變薄
與其他區(qū)域相比，厚度的局部減少約50%，尤其是縱向（縱向裂紋）。
在圖9和圖10中，縱向裂紋用白色橢圓形標(biāo)記。這種斷裂的橫向裂紋發(fā)生在從機(jī)器中提取斷裂殼的過程中，因?yàn)闅な菑哪＞叩捻敳刻崛〕鰜淼?；很明顯，外殼在角落區(qū)域有一個(gè)橫向局部薄殼，從而引發(fā)了這種裂紋（圖11，藍(lán)線）。
為了能夠闡明厚度的減少，使用多個(gè)位置來沿著一條線測(cè)量外殼厚度。
在斷裂部分選擇兩組位置，三組在橫向位置，三組在縱向位置。圖10顯示了這些位置。
線路選擇如下：
- R1（紅線）：窄面（南）縱向平面，距拐角約15mm。
- L1（藍(lán)線）和L2（綠線）：都是在縱向截面，距拐角約15mm處，L1靠近南窄面，L2靠近北窄面。
- L3（深黃色線）：縱剖面，比較板中間和兩側(cè)的外殼厚度。
- D1（橙色線）：位于縱向裂紋的中間
- D2（粉紅色線）和D3（綠松石線）：分別位于裂紋末端和開始處。
這些位置與3D視圖的比較結(jié)果顯示，縱向截面如圖11和橫向截面如圖12所示。
同樣，這些線條更清楚地顯示殼厚度的減少，表明局部和面積的減少。
圖12橫向截面與3D視圖的比較結(jié)果
3D激光測(cè)量也可以評(píng)估斷裂殼體的表面輪廓(平滑度)(圖13)。
考慮到殼層厚度的局部減少，觀察斷裂殼層的內(nèi)外表面輪廓是很有趣的。
根據(jù)表面研究的結(jié)果，在3D結(jié)果中可以使用一個(gè)假設(shè)的平面切割來評(píng)估殼厚度。
為了評(píng)估凹陷，選擇了前面7個(gè)剖面中的3個(gè)(圖10中的3個(gè))進(jìn)行平面切割分析。
在圖14中，靠近斷裂孔的兩個(gè)部分R1和L1都表明殼（凹陷）的變薄來自斷裂的內(nèi)部。
在這次斷裂中，熱電偶信號(hào)也與水平面上的殼層厚度進(jìn)行了比較。
在圖15中，熱電偶信號(hào)在3分鐘內(nèi)的平均值（綠線和綠點(diǎn)）、最大值（淺藍(lán)色線和淺藍(lán)色點(diǎn)）和最小值（洋紅色線和洋紅色點(diǎn)）；與斷裂殼中測(cè)量的外殼厚度（圖10和圖12中的橙色線）進(jìn)行比較。
圖中還繪制了槽和鉆孔源的位置（深藍(lán)色方塊）、漏斗形（紅線）、熱電偶的位置（紅色方塊）、通常使用的兩種傳感類型的位置（灰色和深藍(lán)色線）。
從這張圖中可以清楚地看出，熱電偶信號(hào)遵循與殼層厚度相同的趨勢(shì)。然而，這與殼層厚度、變薄和模具特征（水槽、孔紋、熱電偶位置或漏斗形狀）沒有相關(guān)性。
考慮到兩個(gè)斷裂的殼體厚度與熱電偶讀數(shù)遵循相同的趨勢(shì)，殼體變薄最合理的解釋是殼體和模具之間的低導(dǎo)熱層。
如果殼變薄的原因是由于高鋼流量從內(nèi)部沖刷殼，那么熱電偶將看到與現(xiàn)在看到的相反的趨勢(shì)，即當(dāng)殼較薄時(shí)，信號(hào)將顯示更高的溫度。
這種低導(dǎo)電層可以是空氣；由于這種材料的隔離特性，熱電偶不能記錄殼體表面的“真實(shí)”溫度；由于缺乏良好的熱提取，外殼很薄。
傳熱模型CON1D模擬了連鑄過程的幾個(gè)方面，包括殼體和模具溫度、熱通量、界面微觀結(jié)構(gòu)和速度、預(yù)測(cè)錐度的收縮估計(jì)、模具水溫上升和對(duì)流傳熱系數(shù)、界面摩擦等許多現(xiàn)象。傳熱計(jì)算通過殼體的厚度和界面間隙進(jìn)行了一維計(jì)算，并在模具中進(jìn)行了二維傳導(dǎo)計(jì)算。在現(xiàn)代電腦上，整個(gè)模擬只需要幾秒鐘
為了使CON1D能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)熱電偶溫度，該模型采用三維傳熱方法進(jìn)行了校準(zhǔn)計(jì)算以確定每個(gè)模具面的偏移距離，以調(diào)整熱電偶的模型深度
驗(yàn)證殼體與模具之間低導(dǎo)電層的理論；用CON1D對(duì)5.2m/min的鑄造速度和新模板，即最大銅層進(jìn)行了兩次計(jì)算，模擬工作按照以下標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行：
1- 模具與鋼殼之間無氣隙的模擬；
2- 模擬在彎月面處從零到模具出口處從0.05毫米的厚度拋物線增加之后的氣隙模擬(圖16中的綠線，第二Y軸)
從圖16可以看出，即使殼與模具之間有很小的氣隙（模具出口最大為0.05mm）也會(huì)對(duì)凝固產(chǎn)生有顯著影響。
由于空氣的低導(dǎo)電性能（導(dǎo)電率為0.06W/mK），如預(yù)期的那樣，存在氣隙時(shí)的模具溫度將低于無氣隙時(shí)的模具溫度（圖16A中的紅線表示有氣隙模擬，圖16A中的藍(lán)線表示無氣隙模擬）；同樣的行為將具有熱電偶信號(hào)（圖16A中紅色圓圈表示無氣隙，藍(lán)色方塊表示氣隙）
因此，當(dāng)鋼和模具之間存在氣隙時(shí)，外殼將更?。▓D16B中的藍(lán)線表示有氣隙模擬，紅線表示無氣隙模擬）。
此外，氣隙模擬中殼體的表面溫度比沒有氣隙時(shí)的表面溫度以及低于表面5毫米的溫度更高。此外，在有氣隙的模擬中，表面和表面下5毫米之間的溫差低于無氣隙情況(圖16C中的藍(lán)線表示有氣隙模擬，紅線表示無氣隙模擬)。
在CON1D模型中，殼層厚度由液相線和固相線之間的位置插值定義，溫度對(duì)應(yīng)于特定的固體分?jǐn)?shù)，(fs)等于0.1，該分?jǐn)?shù)是合理的，因?yàn)闃渫婚g液體在斷裂期間由表面張力保持。
為了比較預(yù)測(cè)的穩(wěn)定殼厚度與斷裂殼的厚度，需要進(jìn)行校正以說明，在斷裂期間液態(tài)金屬排出時(shí)發(fā)生的凝固時(shí)間。因此，根據(jù)公式（1），穩(wěn)態(tài)模擬中的時(shí)間對(duì)應(yīng)于斷裂殼下方的距離：
其中：
td：排水時(shí)間，是金屬水平液面從彎月面下降到獲得斷裂殼層的時(shí)間[min]
Z：獲得的斷裂殼切片[m]
Vc:鑄造速度[m/min]
t:瞬態(tài)時(shí)間[min]
排水時(shí)間根據(jù)伯努利方程和質(zhì)量平衡計(jì)算，公式(2):
其中:
Zb:彎月面的斷裂孔位置[min]
CD:排水系數(shù)[-]
N:板坯厚度[min]
W:板寬[min]
db:斷裂孔直徑[min]
這個(gè)裂縫的洞位于狹窄的表面。假設(shè)流向模具的鋼流被切斷，
同時(shí)金屬水平液面開始下降到彎月面以下，斷裂孔直徑從35mm開始，并在所有液態(tài)鋼排出時(shí)線性增長(zhǎng)到55mm。表1顯示了計(jì)算中使用的變量。
| Variable | Units | |
| Zb | (m) | 1.4 |
| z | (m) | From 0 to 1.1 |
| CD | 1 | |
| N | (m) | 0.07 |
| W | (m) | 1.25 |
| VC | (m/sec) | 5.2 |
圖17給出了在穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)條件下的預(yù)測(cè)殼層厚度。與瞬態(tài)預(yù)測(cè)的緊密匹配普遍傾向于驗(yàn)證假設(shè)。彎月面板附近的外殼厚度預(yù)測(cè)不足，可能是由于在斷裂開始后、液面水平控制和流量關(guān)閉之前，進(jìn)入模具的液體流量增加的時(shí)間較短。這將允許液位隨著斷裂殼的頂部向下移動(dòng)一段較短的時(shí)間間隔（不包括在計(jì)算中），從而在斷裂殼的頂部提供額外的凝固時(shí)間。這是一種在斷裂殼層中非常常見的現(xiàn)象。
借助激光測(cè)厚技術(shù)，可以得出以下結(jié)論：
●激光測(cè)量是測(cè)量斷開殼體三維厚度分布的一種有價(jià)值的工具。
●斷裂殼無恒定厚度，顯示三種變薄趨勢(shì)：
- 在縱向方向上的局部變薄
- 在垂直方向上的局部變薄
- 外殼區(qū)域的變薄
●一些變薄，同時(shí)出現(xiàn)縱向和橫向裂紋。
●斷裂殼的表面比內(nèi)部更光滑。
●殼厚度與熱電偶信號(hào)有關(guān)，較薄的殼溫度越低，較厚的殼溫度值越高。
●即使在這里分析的兩種情況中變薄的原因尚未完全了解，也可能在鋼殼和銅模具之間放置絕緣層（氣隙），而殼變薄不是由模具流體流動(dòng)造成的。
●鋼板上的槽和/或鉆孔源的位置與鋼殼的變薄之間沒有明顯的關(guān)系。
1 , "GOM MBH", Vol. Mittelweg 7-8, 38106 Braunschweig, Germany, 2011, pp.
2 Santillana, B., Hibbeler, L. C., Thomas B.G., Kamperman A.A., and van der Knoop W., "Heat Transfer in Funnel-mould Casting: Effect of Plate Thickness", ISIJ International, Vol. 48, No. No 10, 2011, pp. 1380-1388.
3 Meng Y., "Modelling Interfacial Slag Layer Phenomena in the Shell/Mold Gap in Continuous Casting of Steel", PhD Thesis, University of Illinois at Urbana-Champaign, 2004.
