·1532 北京科技大学学报 第36卷 裂纹性质的铸造缺陷造成了显著的应力集中，进而 垂直于宽度方向的热裂纹.且该方向的应力和应 导致了冷裂.显然在铝合金的铸锭中有多种缺陷可 变在起始铸造阶段会达到一个峰值，因而起始铸 能会起到应力集中的作用，如夹杂、疏松、冷隔以及 造阶段产生热裂的倾向最高.然而定量分析热裂 在糊状区形成的热裂纹.根据断裂力学理论，对脆 现象是一个很复杂的过程，应综合考虑各方面因 性材料来说在一定的应力条件下只要微裂纹的尺寸 素.目前已有的判据均存在不足，需要进一步的 超过某一临界尺寸就能发生失稳扩展.在铸造过程 完善. 中导致冷裂纹的临界尺寸a。计算如下D2四： (3)冷裂的产生必然是某种铸造缺陷导致铸锭 a.=(Kie )2 (7) 内应力集中所致.根据断裂力学计算结果可知，该 铸锭在200℃时失稳扩展的临界裂纹尺寸最小，因 式中：Kc应为铸态合金平面应变断裂韧性，此处用 而这时的冷裂倾向最大.由实际裂纹所处的部位及 Lalpoor等的测量值：g为计算的铸锭中心最大主 所需的临界尺寸可以推测，铸锭中冷裂纹极有可能 应力，其数值如图8所示.图9为计算的临界裂纹 是糊状区产生的热裂纹在低温时的进一步扩展而形 尺寸.结果显示，在当前铸造条件和应力水平下，触 成的，不过这一结论尚需进一步的验证 发冷裂纹需要约4~7mm的微裂纹，这一临界尺寸 要远远超出铸锭中疏松的水平，一般铸造时熔体中 参考文献 也不太可能存在如此大尺寸的夹杂，因此推测铸锭 Rappaz M,Drezet J M,Gremaud M.A new hot-earing criterion. Metall Mater Trans A,1999,30 (2):449 中形成的冷裂纹极有可能是热裂纹的进一步扩展所 2]Nagaumi H,Umeda T.Prediction of interal cracking in a direct- 导致的.这需要进一步的研究.结果还显示，在200 chill cast high strength Al-Mg-Si alloy.J Light Met,2002,2 ℃时引起冷裂所需的临界裂纹尺寸最小，因而在铸 (3):161 锭冷却至此温度附近时最容易产生冷裂.计算没有 B]Nagaumi H,Suvanchai P,Okane T,et al.Mechanical properties 涉及200℃以上的区域，主要是因为当温度高于 of high strength Al-Mg-Si alloy during solidification.Mater 200℃时铸态合金的塑性大幅上升，一般不会产生 Trans,2006,47(12):2918 4] Nagaumi H,Suzuki S,Okane T,et al.Effect of iron content on 冷裂现象，且由于屈服强度迅速降低，测出的平面应 hot tearing of high-strength Al-Mg-Si alloy.Mater Trans,2006, 变断裂韧性不再是有效值因 47(11):2821 5]Campbell J.Castings.London:Butterworth-Heinemann,1991 [6]Lalpoor M,Eskin D G,Katgerman L.Cold-cracking assessment in AA7050 billets during direct-chill casting by thermomechanical 6 simulation of residual thermal stresses and application of fracture 5 mechanics.Metall Mater Trans A,2009,40(13):3304 7]Lalpoor M,Eskin D G,Katgerman L.Cold cracking development 3 in AA7050 direct chill-cast billets under various casting condi- tions.Metall Mater Trans A,2010,41(9):2425 2 [8]Lalpoor M.Eskin D G,Katgerman L.On the development of a cold cracking criterion for DC-easting of high strength aluminum alloys Proceedings of the 12th International Conference on Alu- 50 100 150 200250300 minium Alloys.Yokohama,2010:727 Trc 9]Hess J B.Physical metallurgy of reeycling wrought aluminum al- 图9铸造过程中可能引起冷裂的临界裂纹尺寸 loys.Metall Trans A,1983,14(2):323 Fig.9 Calculated critical crack size that can initiate cold cracking in [0]Lalpoor M,Eskin D G,Katgerman L.Microstructural features of the casting intergranular brittle fracture and cold cracking in high strength aluminum alloys.Mater Sci Eng A,2010,527(7/8):1828 5 结论 01] Eskin D G and Katgerman L.A quest for a new hot tearing crite- rion.Metall Mater Trans A,2007,38(7):1511 (1)对比温度场的实际测量结果和模拟结果， [12]Lalpoor M,Eskin D G,Ruvalcaba D,et al.Cold cracking in 显示该模型采用的换热边界条件是合理的.这也使 DC-cast high strength aluminum alloy ingots:an intrinsic problem 得后续的模拟研究有了可靠性. intensified by casting process parameters.Mater Sci Eng A, 2011,528(6):2831 (2)通过对铸锭糊状区的应力场分析可知，沿 [13]Ghosh S.Finite element simulation of some extrusion processes 铸锭宽度方向的应力和应变分量较大，容易引起 using the arbitrary Lagrangian-Eulerian description.J Mater Sha-北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 裂纹性质的铸造缺陷造成了显著的应力集中，进而 导致了冷裂． 显然在铝合金的铸锭中有多种缺陷可 能会起到应力集中的作用，如夹杂、疏松、冷隔以及 在糊状区形成的热裂纹． 根据断裂力学理论，对脆 性材料来说在一定的应力条件下只要微裂纹的尺寸 超过某一临界尺寸就能发生失稳扩展． 在铸造过程 中导致冷裂纹的临界尺寸 αc 计算如下［7，22］: αc = π ( 4 KIC ) σ 2 ( 7) 式中: KIC应为铸态合金平面应变断裂韧性，此处用 Lalpoor 等［6］的测量值; σ 为计算的铸锭中心最大主 应力，其数值如图 8 所示． 图 9 为计算的临界裂纹 尺寸． 结果显示，在当前铸造条件和应力水平下，触 发冷裂纹需要约 4 ～ 7 mm 的微裂纹，这一临界尺寸 要远远超出铸锭中疏松的水平，一般铸造时熔体中 也不太可能存在如此大尺寸的夹杂，因此推测铸锭 中形成的冷裂纹极有可能是热裂纹的进一步扩展所 导致的． 这需要进一步的研究． 结果还显示，在 200 ℃时引起冷裂所需的临界裂纹尺寸最小，因而在铸 锭冷却至此温度附近时最容易产生冷裂． 计算没有 涉及 200 ℃ 以上的区域，主要是因为当温度高于 200 ℃时铸态合金的塑性大幅上升，一般不会产生 冷裂现象，且由于屈服强度迅速降低，测出的平面应 变断裂韧性不再是有效值［6］． 图 9 铸造过程中可能引起冷裂的临界裂纹尺寸 Fig． 9 Calculated critical crack size that can initiate cold cracking in the casting 5 结论 ( 1) 对比温度场的实际测量结果和模拟结果， 显示该模型采用的换热边界条件是合理的． 这也使 得后续的模拟研究有了可靠性． ( 2) 通过对铸锭糊状区的应力场分析可知，沿 铸锭宽度方向的应力和应变分量较大，容易引起 垂直于宽度方向的热裂纹． 且该方向的应力和应 变在起始铸造阶段会达到一个峰值，因而起始铸 造阶段产生热裂的倾向最高． 然而定量分析热裂 现象是一个很复杂的过程，应综合考虑各方面因 素． 目前已有的判据均存在不足，需要进一步的 完善． ( 3) 冷裂的产生必然是某种铸造缺陷导致铸锭 内应力集中所致． 根据断裂力学计算结果可知，该 铸锭在 200 ℃时失稳扩展的临界裂纹尺寸最小，因 而这时的冷裂倾向最大． 由实际裂纹所处的部位及 所需的临界尺寸可以推测，铸锭中冷裂纹极有可能 是糊状区产生的热裂纹在低温时的进一步扩展而形 成的，不过这一结论尚需进一步的验证． 参 考 文 献 ［1］ Ｒappaz M，Drezet J M，Gremaud M． A new hot-tearing criterion． Metall Mater Trans A，1999，30( 2) : 449 ［2］ Nagaumi H，Umeda T． Prediction of internal cracking in a direct￾chill cast high strength Al--Mg--Si alloy． J Light Met，2002，2 ( 3) : 161 ［3］ Nagaumi H，Suvanchai P，Okane T，et al． Mechanical properties of high strength Al-- Mg-- Si alloy during solidification． Mater Trans，2006，47( 12) : 2918 ［4］ Nagaumi H，Suzuki S，Okane T，et al． Effect of iron content on hot tearing of high-strength Al--Mg--Si alloy． Mater Trans，2006， 47( 11) : 2821 ［5］ Campbell J． Castings． London: Butterworth-Heinemann，1991 ［6］ Lalpoor M，Eskin D G，Katgerman L． Cold-cracking assessment in AA7050 billets during direct-chill casting by thermomechanical simulation of residual thermal stresses and application of fracture mechanics． Metall Mater Trans A，2009，40( 13) : 3304 ［7］ Lalpoor M，Eskin D G，Katgerman L． Cold cracking development in AA7050 direct chill-cast billets under various casting condi￾tions． Metall Mater Trans A，2010，41( 9) : 2425 ［8］ Lalpoor M，Eskin D G，Katgerman L． On the development of a cold cracking criterion for DC-casting of high strength aluminum alloys / / Proceedings of the 12th International Conference on Alu￾minium Alloys． Yokohama，2010: 727 ［9］ Hess J B． Physical metallurgy of recycling wrought aluminum al￾loys． Metall Trans A，1983，14( 2) : 323 ［10］ Lalpoor M，Eskin D G，Katgerman L． Microstructural features of intergranular brittle fracture and cold cracking in high strength aluminum alloys． Mater Sci Eng A，2010，527( 7 /8) : 1828 ［11］ Eskin D G and Katgerman L． A quest for a new hot tearing crite￾rion． Metall Mater Trans A，2007，38( 7) : 1511 ［12］ Lalpoor M，Eskin D G，Ｒuvalcaba D，et al． Cold cracking in DC-cast high strength aluminum alloy ingots: an intrinsic problem intensified by casting process parameters． Mater Sci Eng A， 2011，528( 6) : 2831 ［13］ Ghosh S． Finite element simulation of some extrusion processes using the arbitrary Lagrangian-Eulerian description． J Mater Sha- · 2351 ·