連鑄輕壓下過(guò)程極限壓下量及工藝參數(shù)分析

秦 勤 王文智 張 升 臧 勇

1.北京科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，北京，1000832.北京科技大學(xué)順德研究生院，佛山，520300

0 引言

在連鑄生產(chǎn)中，輕壓下技術(shù)是減少鑄坯內(nèi)部質(zhì)量缺陷的有效手段之一，眾多學(xué)者開(kāi)始從不同方面對(duì)輕壓下技術(shù)進(jìn)行系統(tǒng)研究，比如對(duì)連鑄產(chǎn)品質(zhì)量的影響。在連鑄過(guò)程中不可避免會(huì)產(chǎn)生偏析[1-2]、中心縮孔[3]、表面裂紋[4-5]以及內(nèi)裂紋[6-7]等質(zhì)量缺陷，而輕壓下技術(shù)的合理應(yīng)用則可以防止晶間富集偏析元素的鋼液向鑄坯中心橫向流動(dòng)，從而減少或消除鑄坯中心疏松和偏析等缺陷，提高鑄坯的工藝質(zhì)量[8]。但鑄坯壓下效果與壓下量、壓下區(qū)間的選擇和壓下分配方案等工藝條件密切相關(guān)，若未能控制好壓下工藝，則會(huì)有誘發(fā)鑄坯產(chǎn)生內(nèi)裂紋等缺陷的可能，對(duì)鑄坯質(zhì)量帶來(lái)負(fù)面影響。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鑄坯壓下過(guò)程中的壓下位置、壓下分配和壓下量等工藝參數(shù)進(jìn)行了系統(tǒng)分析。關(guān)于壓下位置的研究，LUO等[9]的研究表明，碳含量和冷卻速度對(duì)輕壓下區(qū)的選擇都有影響；史學(xué)亮等[10]研究發(fā)現(xiàn)，拉速變化對(duì)壓下區(qū)間的選擇有影響，因此不同鋼種和不同壓下參數(shù)下的壓下位置選擇會(huì)有差異；李茂印等[11]研究發(fā)現(xiàn)，中心固相率由0.30

在保證連鑄工藝質(zhì)量的前提下，壓下過(guò)程還要避免內(nèi)裂紋的產(chǎn)生，內(nèi)裂紋的形成不僅受連鑄機(jī)設(shè)備、冷卻條件和鋼種等因素影響，還受工藝操作的影響[18]，因此需要對(duì)鑄坯的壓下量和分配方式進(jìn)行研究。日本八蟠制鋼發(fā)現(xiàn)凸形輥壓下采用6 mm壓下量可獲得中心質(zhì)量良好的鑄坯[19]。臺(tái)灣中鋼發(fā)現(xiàn)在中心固相率0.55～0.75區(qū)域的壓下總量為4～5 mm[20]。羅傳清等[21]建議在中心固相率0.55～0.95區(qū)域采用6 mm壓下量進(jìn)行壓下。王少偉等[22]發(fā)現(xiàn)在扇形段9和10段分別壓下2.9 mm、2.8 mm較為合理。ZHAO等[23]研究發(fā)現(xiàn)壓下量與寬展量之比由2.0提高到4.4后壓下效率顯著提高，但該研究只針對(duì)凝固末端的合理壓下量進(jìn)行討論，而未涉及其他扇形段中的壓下量。LIU等[24]發(fā)現(xiàn)中心固相率為0.3～0.9時(shí)，輕壓下量宜為12.2～4.0 mm。劉珂等[25]對(duì)凝固末端糊狀區(qū)體積收縮進(jìn)行分析后認(rèn)為，中心固相率為0.7～0.3時(shí)，合理輕壓下量應(yīng)為2.95～4.65 mm，對(duì)鑄坯體積收縮與壓縮變形量進(jìn)行分析來(lái)確定合理壓下量的方法沒(méi)有考慮是否會(huì)在壓下過(guò)程中有產(chǎn)生裂紋缺陷的可能。ZONG等[26]研究發(fā)現(xiàn)最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在脆性溫度區(qū)間的邊界處，因此壓下量對(duì)鑄坯脆性溫度區(qū)間力學(xué)性能的影響尤為重要。羅仁輝等[27]分析了壓下量分配對(duì)鑄坯各節(jié)點(diǎn)應(yīng)力和應(yīng)變的影響，發(fā)現(xiàn)均勻的壓下量更有利于降低鑄坯表面的應(yīng)力。雖然許多學(xué)者對(duì)壓下量及分配方式進(jìn)行了研究，但系統(tǒng)地探究其對(duì)鑄坯內(nèi)部力學(xué)性能的影響研究較少，且多為局部位置的壓下量調(diào)整，缺少連鑄全程極限壓下量的研究。由于壓下區(qū)間的選擇范圍較大，鑄坯在各區(qū)間上溫度與坯殼厚度有所變化，可施加的最大壓下量也會(huì)不同，故需要在鑄坯不產(chǎn)生內(nèi)裂紋的前提下對(duì)連鑄全過(guò)程的極限壓下量進(jìn)行探究。確定極限壓下量的范圍和適宜的分配方式，就可以根據(jù)情況動(dòng)態(tài)選擇各個(gè)區(qū)間上的壓下量大小，既能最大化減少偏析與疏松等內(nèi)部缺陷，又能防止內(nèi)裂紋的產(chǎn)生。

鑄坯壓下效果與合適的壓下工藝密切相關(guān)，由于連鑄生產(chǎn)工藝的復(fù)雜性和工藝參數(shù)的多樣性，通過(guò)實(shí)驗(yàn)和生產(chǎn)線調(diào)試的方法對(duì)壓下參數(shù)進(jìn)行調(diào)試較為復(fù)雜且成本較高，故采用數(shù)值模擬的方法進(jìn)行研究。許多學(xué)者采用有限元分析，建立了凝固傳熱[28]和熱力耦合[29]等模型來(lái)研究連鑄過(guò)程溫度場(chǎng)變化及應(yīng)力與變形行為演變規(guī)律。

本文通過(guò)建立連鑄熱力耦合模型，考慮鑄坯的溫度場(chǎng)變化與彈塑性變形，并施加合理的鋼水靜壓力以盡可能真實(shí)準(zhǔn)確地模擬連鑄壓下的全過(guò)程，對(duì)連鑄重要壓下工藝參數(shù)進(jìn)行了研究。以A36鋼連鑄坯為研究對(duì)象，基于ABAQUS商業(yè)有限元軟件建立鑄坯三維壓下模型，在臨界應(yīng)力與臨界應(yīng)變準(zhǔn)則的基礎(chǔ)上，探究連鑄全程的極限壓下量，并研究不同的壓下區(qū)間和壓下分配工藝參數(shù)對(duì)鑄坯內(nèi)部力學(xué)性能和極限壓下量的影響，為連鑄動(dòng)態(tài)壓下工藝的開(kāi)發(fā)提供理論依據(jù)，以指導(dǎo)實(shí)際生產(chǎn)。

1 分析模型

本文建立了在輥列中運(yùn)動(dòng)的三維熱力耦合有限元模型，首先根據(jù)材料的物性參數(shù)建立凝固傳熱模型，獲得鑄坯的溫度場(chǎng)分布和凝固末端位置，然后根據(jù)鑄坯的溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)和力學(xué)性能參數(shù)，建立熱力耦合模型，并合理施加鋼水靜壓力，最后結(jié)合內(nèi)裂紋判定準(zhǔn)則分析鑄坯的極限壓下量范圍和不同的工藝參數(shù)下的應(yīng)力應(yīng)變分布及變形演變歷程。具體研究思路如圖1所示。

圖1 研究思路Fig.1 Research idea

1.1 鑄坯壓下模型的建立

連鑄機(jī)模型采用湘潭鋼鐵廠5號(hào)直弧形板坯連鑄機(jī)，如圖2所示。整個(gè)連鑄機(jī)包括seg0～seg12扇形段，其中seg0為彎曲段，seg1～6為弧形段，seg7、8為連續(xù)矯直段，seg9～12為水平段。其主要技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表1。

圖2 連鑄機(jī)輥列圖Fig.2 Roll layout of continuous caster

表1 湘鋼5號(hào)板坯連鑄機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)

為了探究不同壓下工藝參數(shù)對(duì)鑄坯內(nèi)部力學(xué)行為的影響，根據(jù)所研究的連鑄機(jī)實(shí)際生產(chǎn)規(guī)格建立了鑄坯在輥列中運(yùn)動(dòng)的熱力耦合有限元模型，如圖3所示。其中，鑄坯材料為A36鋼，其化學(xué)成分見(jiàn)表2。考慮到鑄坯左右部分的傳熱和邊界條件具有對(duì)稱性，使用1/2鑄坯建立壓下模型，鑄坯尺寸為862 mm×226 mm×1100 mm，使用C3D8R八節(jié)點(diǎn)線性六面體減縮積分單元，鑄輥半徑R分別為75 mm、115 mm、125 mm和150 mm，共188個(gè)，拉速為1.15 m/min。

圖3 鑄坯凝固變形三維幾何模型和凝固末端壓下模型Fig.3 Three-dimensional geometric model of solidification deformation of casting billet and end solidification press-down model

表2 A36鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

由于鑄坯左右部分傳熱和邊界條件具有對(duì)稱性，故建立1/2鑄坯模型，對(duì)三維鑄坯模型寬面中部施加對(duì)稱約束，作用于整個(gè)連鑄過(guò)程中。在三維鑄坯模型的外表面和解析剛性鑄輥之間建立法向硬接觸、切向罰函數(shù)法摩擦的接觸關(guān)系。閆小林[30]研究表明熱坯滾動(dòng)摩擦因數(shù)為0.3，鑄輥在熱坯上的滾動(dòng)摩擦因數(shù)受鑄坯表面情況的影響，根據(jù)從動(dòng)輥所用軸承類型摩擦因數(shù)設(shè)置為0.001，驅(qū)動(dòng)輥摩擦因數(shù)設(shè)置為0.3。各驅(qū)動(dòng)輥分別繞其中心軸旋轉(zhuǎn)，在鑄坯動(dòng)態(tài)過(guò)程中對(duì)每個(gè)驅(qū)動(dòng)輥施加角速度為0.2174 rad/s，并約束從動(dòng)輥的全部自由度與驅(qū)動(dòng)輥在U1和U2方向上的自由度。在預(yù)定義場(chǎng)部分導(dǎo)入鑄坯凝固過(guò)程的溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果來(lái)模擬鑄坯在拉坯運(yùn)行過(guò)程中的實(shí)時(shí)溫度變化的影響。鋼水靜壓力的施加方法是通過(guò)計(jì)算鑄坯單元以拉坯速度運(yùn)行時(shí)每一時(shí)刻到結(jié)晶器彎月面的垂直距離h，由此得到坯殼單元在每一時(shí)刻所受鋼水靜壓力的大小，利用溫度分析時(shí)得到的坯殼厚度數(shù)據(jù)選取鑄坯固液交界面，對(duì)固液交界面處的單元表面施加均布?jí)簯?yīng)力，實(shí)現(xiàn)了鋼水靜壓力的實(shí)時(shí)變化，更符合實(shí)際情況。

1.2 鑄坯內(nèi)裂紋判定標(biāo)準(zhǔn)的確定

1.2.1臨界應(yīng)力應(yīng)變判據(jù)的確定

為了判斷鑄坯凝固前沿是否產(chǎn)生內(nèi)裂紋，采用臨界應(yīng)力應(yīng)變準(zhǔn)則作為判斷標(biāo)準(zhǔn)。為了獲得鋼種的臨界應(yīng)力，采用文獻(xiàn)[31]中臨界應(yīng)力與碳含量的關(guān)系，如圖4所示。當(dāng)研究對(duì)象為A36、碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.157%時(shí)，該鋼種在凝固末端所能承受的臨界應(yīng)力為3.3 MPa。根據(jù)文獻(xiàn)[32]中臨界應(yīng)變與碳含量的關(guān)系，如圖5所示，該鋼種的臨界應(yīng)變?yōu)?.5%。

圖4 臨界應(yīng)力與碳含量的關(guān)系Fig.4 Relationship between critical stress and carbon content

圖5 臨界應(yīng)變與碳含量的關(guān)系Fig.5 Relationship between critical strain and carbon content

圖6 試樣應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.6 Stress strain curves of specimen

試樣應(yīng)力應(yīng)變隨溫度變化情況如圖6所示。在1460 ℃溫度下，當(dāng)應(yīng)變?yōu)?.88%、應(yīng)力為3.72 MPa時(shí)，鑄坯試樣出現(xiàn)斷裂，據(jù)斷口形貌可判斷為脆性斷裂，所以該鋼種的鑄坯在凝固末端壓下的臨界應(yīng)變?yōu)?.88%左右，臨界應(yīng)力為3.72 MPa左右。隨著溫度的降低，斷面收縮率迅速增大，試樣已具有良好的塑性，在應(yīng)變?yōu)?%、應(yīng)力在7 MPa范圍內(nèi)，鑄坯試樣不會(huì)出現(xiàn)斷裂。因此在連鑄過(guò)程中，為避免出現(xiàn)內(nèi)裂紋，出鑄機(jī)前鑄坯溫度應(yīng)避開(kāi)溫度脆性區(qū)間，并且在凝固末端壓下過(guò)程中，鑄坯凝固前沿的應(yīng)變不應(yīng)大于2.88%，應(yīng)力不應(yīng)大于3.72 MPa。綜上可得，鑄坯的臨界應(yīng)力為3.72 MPa，臨界應(yīng)變?yōu)?.88%。

1.2.2高溫脆性區(qū)間的確定

鑄坯的內(nèi)裂紋多產(chǎn)生于凝固前沿處，需要確定其具體的位置。有學(xué)者把鑄坯的固液兩相區(qū)分為液相補(bǔ)充區(qū)和高溫脆性區(qū)，液相不滲透溫度和零塑性溫度的區(qū)間范圍即為高溫脆性區(qū)間的溫度范圍。根據(jù)文獻(xiàn)[33]，零塑性溫度對(duì)應(yīng)的固相率大約是0.99，液相不滲透溫度對(duì)應(yīng)的固相率大約是0.9，零強(qiáng)度溫度對(duì)應(yīng)的固相率大約是0.75。

采用Gleeble-3500熱力模擬試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行高溫拉伸測(cè)試，獲得了鋼種在不同測(cè)試溫度下的熱力塑性曲線、零強(qiáng)度溫度和零塑性溫度等高溫力學(xué)性能參數(shù)。試驗(yàn)取樣的位置、所用設(shè)備及試樣斷口形貌如圖7所示。試樣采用標(biāo)準(zhǔn)熱拉伸圓柱狀試樣，尺寸為φ10 mm×120 mm。根據(jù)試驗(yàn)，當(dāng)溫度達(dá)到1460 ℃時(shí)，據(jù)斷口形貌可判斷為脆性斷裂，故將1460 ℃作為A36鋼種的零塑性溫度；當(dāng)溫度達(dá)到1485 ℃時(shí)，試樣的抗拉強(qiáng)度極限接近0，故將1485 ℃作為A36鋼種的零強(qiáng)度溫度。

圖7 試驗(yàn)取樣位置、設(shè)備及結(jié)果Fig.7 Test sampling location, equipment and result

根據(jù)測(cè)得A36鋼的零強(qiáng)度溫度和零塑性溫度(分別為1485 ℃和1460 ℃)，采用文獻(xiàn)[33-34]的固相率公式計(jì)算零強(qiáng)度和零塑性溫度對(duì)應(yīng)的固相率如下：

(1)

Ω=α[1-exp(-1/α)]-0.5exp(-1/(2α))

(2)

(3)

零強(qiáng)度和零塑性溫度對(duì)應(yīng)的固相率分別為0.99和0.75，與前文理論概述吻合。將液相不滲透溫度對(duì)應(yīng)的固相率代入回歸公式中，計(jì)算得到液相不滲透溫度為1468 ℃。因此，A36鋼的高溫脆性區(qū)間為1460～1468 ℃，分析鑄坯此位置在不同工況下的應(yīng)力與變形情況。

1.3 模型驗(yàn)證

提取鑄坯寬面中心和窄面中心節(jié)點(diǎn)在整個(gè)連鑄過(guò)程中沿鑄流方向的溫度變化曲線，并與工廠生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)相應(yīng)位置測(cè)量的溫度數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，如圖8所示。仿真溫度與測(cè)試溫度基本一致，溫度誤差最大值為20 ℃，最大相對(duì)誤差在5%以內(nèi)。

(a)鑄坯寬面中心節(jié)點(diǎn)

(b)鑄坯窄面中心節(jié)點(diǎn)圖8 鑄坯溫度實(shí)測(cè)與仿真結(jié)果對(duì)比Fig.8 Comparison between measured and simulated results of billet temperature

模擬了扇形段5、6兩段鑄坯凝固前沿位置處的應(yīng)力變化，壓下量為5 mm。由圖9可知，鑄坯凝固前沿處的應(yīng)力值出現(xiàn)周期性變化，當(dāng)鑄坯位于壓下輥之間時(shí)，由于鋼水靜壓力的作用，鑄坯凝固前沿受到拉應(yīng)力，應(yīng)力值為正值。當(dāng)鑄坯位于壓下輥下方位置時(shí)，由于輥?zhàn)拥膲合伦饔茫糖把厥艿綁簯?yīng)力，應(yīng)力值為負(fù)值，故鑄坯在前進(jìn)過(guò)程中應(yīng)力呈現(xiàn)周期性波動(dòng)變化。根據(jù)臨界應(yīng)力判據(jù)，當(dāng)應(yīng)力最大值不超過(guò)臨界應(yīng)力值時(shí)，鑄坯不會(huì)產(chǎn)生內(nèi)裂紋，因此在扇形段第5、6兩段實(shí)施5 mm的壓下量時(shí)不會(huì)有內(nèi)裂紋產(chǎn)生。

(a)本文結(jié)果

(b)文獻(xiàn)[31]結(jié)果圖9 凝固前沿的應(yīng)力值對(duì)比Fig.9 Comparison of stress values at the solidification front

運(yùn)用上述壓下模型對(duì)連鑄過(guò)程進(jìn)行模擬可以得到凝固前沿位置在不同區(qū)段的應(yīng)力和應(yīng)變變化情況，選取不同的壓下量方案進(jìn)行研究，結(jié)合臨界應(yīng)力應(yīng)變準(zhǔn)則進(jìn)行力學(xué)性能分析，得到壓下過(guò)程的極限壓下量，進(jìn)而探究壓下區(qū)間及分配方式的選取對(duì)鑄坯內(nèi)部力學(xué)性能和極限壓下量的影響。

2 鑄坯極限壓下量分析及工藝參數(shù)影響

2.1 連鑄過(guò)程的極限壓下量

壓下量要完全補(bǔ)償壓下區(qū)間內(nèi)鋼液在凝固過(guò)程中的體積收縮量才能防止富集溶質(zhì)鋼液的流動(dòng)，壓下量必須滿足3個(gè)要求：①能夠補(bǔ)償壓下區(qū)間內(nèi)的凝固收縮，減少中心偏析和中心疏松；②避免鑄坯產(chǎn)生內(nèi)裂紋；③壓下時(shí)產(chǎn)生的反作用力要在鑄機(jī)扇形段許可載荷范圍內(nèi)。首先討論連鑄凝固末端壓下，本模型保證壓下區(qū)間和壓下分配不變，對(duì)4種不同壓下量的應(yīng)力應(yīng)變、窄面鼓肚和寬面間隙進(jìn)行了對(duì)比，探究凝固末端的極限壓下量。壓下方案分為4種，方案1～4的壓下區(qū)間均為水平段的第8、9和10段，壓下量分別為3 mm、6 mm、9 mm和12 mm，均勻分配壓下量。

提取鑄坯高溫脆性區(qū)內(nèi)關(guān)鍵點(diǎn)內(nèi)的應(yīng)力最大值，如圖10所示。統(tǒng)計(jì)鑄坯不同區(qū)間的應(yīng)力最大值可以看到，隨著壓下總量的增加，鑄坯高溫脆性區(qū)應(yīng)力最大值增大。方案1壓下3 mm時(shí)主應(yīng)力最大值出現(xiàn)在水平第9段，為2.41 MPa；方案2壓下6 mm時(shí)主應(yīng)力最大值出現(xiàn)在水平第10段，為3.28 MPa；方案3壓下9 mm時(shí)主應(yīng)力最大值出現(xiàn)在水平第10段，為6.09 MPa；方案4壓下12 mm時(shí)主應(yīng)力最大值出現(xiàn)在水平第10段，為6.70 MPa。壓下3 mm和6 mm時(shí)，鑄坯主應(yīng)力最大值未超過(guò)其臨界應(yīng)力3.72 MPa，鑄坯不會(huì)出現(xiàn)內(nèi)裂紋缺陷；而壓下9 mm和12 mm時(shí)，鑄坯主應(yīng)力最大值遠(yuǎn)超過(guò)臨界應(yīng)力值，容易產(chǎn)生內(nèi)裂紋，壓下量應(yīng)小于9 mm。

圖10 不同壓下總量下的應(yīng)力最大值Fig.10 Maximum stress of different total reduction

鑄坯高溫脆性區(qū)的壓下應(yīng)變值如圖11所示。壓下應(yīng)變值在不同的壓下區(qū)段內(nèi)呈現(xiàn)范圍式波動(dòng)，隨著壓下總量的增加，鑄坯高溫脆性區(qū)壓下應(yīng)變最大值增大。4種方案的應(yīng)變最大值分別為1.58%、1.75%、5.27%和8.21%，最大應(yīng)變值出現(xiàn)在水平第10段，不同壓下量對(duì)鑄坯高溫脆性區(qū)的應(yīng)變影響很大。壓下3 mm和6 mm時(shí)，鑄坯的應(yīng)變最大值未超過(guò)其臨界應(yīng)變2.88%，鑄坯不會(huì)出現(xiàn)內(nèi)裂紋缺陷；而壓下總量超過(guò)9 mm，應(yīng)變最大值遠(yuǎn)超過(guò)臨界值，因此應(yīng)將壓下總量控制在9 mm以內(nèi)。

圖11 不同壓下總量下的應(yīng)變Fig.11 Strain of different total reduction

圖12 不同壓下總量下的窄面鼓肚Fig.12 Narrow bulge size of different total reduction

圖13 不同壓下總量下的角部應(yīng)變Fig.13 Corner strain of different total reduction

鑄坯在壓下過(guò)程中窄面會(huì)發(fā)生鼓肚變形，對(duì)鑄坯力學(xué)性能產(chǎn)生影響，提取鑄坯不同壓下量的窄面鼓肚變形量如圖12所示。鑄坯每進(jìn)入一個(gè)壓下區(qū)段，窄面鼓肚變形量會(huì)增大，整體呈現(xiàn)增長(zhǎng)趨勢(shì)。壓下3 mm和6 mm時(shí)，鑄坯在完成壓下前后窄面鼓肚變形量變化不大，增量保持在2 mm以下；壓下9 mm和12 mm時(shí)，壓下之后的窄面鼓肚變形量較之前增量更大，分別增加了4.1 mm和6.4 mm，在控制窄面鼓肚方面，壓下量控制在6 mm以下較好。鑄坯的角部應(yīng)變隨壓下過(guò)程的進(jìn)行呈現(xiàn)階梯式增加，不同壓下總量下的角部應(yīng)變?nèi)鐖D13所示。角部應(yīng)變隨著壓下總量的增加而增加，方案1壓下時(shí)角部應(yīng)變?cè)谌齻€(gè)壓下區(qū)間內(nèi)分別為0.3%、1.2%和2%，方案2角部應(yīng)變分別為0.5%、3.3%和5.5%；方案3角部應(yīng)變分別為1.5%、5.5%和8.7%；方案4角部應(yīng)變分別為2.5%、7.5%和11.5%，其中方案3和4在第9段的角部應(yīng)變就已經(jīng)超過(guò)了方案1和2的角部應(yīng)變最大值，考慮到控制角部應(yīng)變方面，壓下總量不宜過(guò)大。

將不同壓下量的應(yīng)變值進(jìn)行線性擬合，如圖14所示，鑄坯在水平段上臨界應(yīng)變值為2.88%時(shí)的壓下量為其極限壓下量6.96 mm。考慮到控制窄面鼓肚變形和角部應(yīng)變以及合理分配壓下量的情況下，較為適宜的壓下量為6 mm。

圖14 不同壓下總量下的最大應(yīng)變值Fig.14 Maximum strain of different total reduction

鑄坯在各區(qū)間的溫度不同，坯殼厚度逐漸增加，因此抵抗變形和壓下的能力會(huì)有差別，不同區(qū)間的極限壓下量亦會(huì)有所不同。在研究凝固末端區(qū)間的極限壓下量的情況下，進(jìn)一步探究連鑄從弧形段到水平段全過(guò)程的極限壓下量范圍。選取弧形段第一區(qū)段seg1，分析壓下量為0、3 mm、4 mm和5 mm四種不同情況下的鑄坯應(yīng)變變化，如圖15所示。隨著壓下過(guò)程的進(jìn)行，鑄坯應(yīng)變值總體呈增大趨勢(shì)，在經(jīng)過(guò)壓下輥時(shí)應(yīng)變值會(huì)有突變，此時(shí)應(yīng)變?nèi)菀壮^(guò)臨界應(yīng)變值從而產(chǎn)生內(nèi)裂紋。無(wú)壓下時(shí)應(yīng)變最大值為0.82%，壓下3 mm、4 mm和5 mm時(shí)應(yīng)變最大值分別為2.28%、2.97%和3.29%。在壓下后期應(yīng)變范圍波動(dòng)很大，將不同壓下量的應(yīng)變值進(jìn)行線性擬合可得，臨界應(yīng)變?yōu)?.88%時(shí)的鑄坯壓下量為其seg1區(qū)段的極限壓下量(大小為3.87 mm)。

故事發(fā)生在溪西大陸，這里有著八個(gè)不同的種族：天族、人族、精靈族、洛克人族、矮人族、蟲(chóng)族、獸族及圣族。人族女孩安潔西在一場(chǎng)戰(zhàn)爭(zhēng)后被人誤會(huì)，遭到各族通緝，于是踏上了一條證明自己清白的冒險(xiǎn)之路，機(jī)緣巧合之下，結(jié)識(shí)了會(huì)說(shuō)話的神秘白狗小九、懦弱但善良的蟲(chóng)族小弱、知恩圖報(bào)的獸族雷狼，還有英俊智慧的圣族王子馮斯倫。險(xiǎn)象環(huán)生的冒險(xiǎn)之路，就此展開(kāi)……

圖15 seg1段不同壓下量下的應(yīng)變Fig.15 Strain of segment1 with different reduction

鑄坯在弧形段seg1區(qū)段的極限壓下量為3.87 mm，水平區(qū)段為6.96 mm。隨著連鑄過(guò)程的進(jìn)行，坯殼厚度逐漸增加，極限壓下量逐漸增大，seg1～seg10段的極限壓下量范圍是3.87～6.96 mm。

2.2 不同壓下區(qū)間對(duì)壓下結(jié)果的影響

壓下區(qū)間是動(dòng)態(tài)壓下技術(shù)的重要參數(shù)之一，對(duì)于壓下區(qū)間目前沒(méi)有一個(gè)定值，一般企業(yè)都是根據(jù)實(shí)驗(yàn)修正后取得最佳值，該值與鋼的成分、鑄坯斷面及生產(chǎn)設(shè)備都有關(guān)。本節(jié)保證上述合理壓下量和壓下分配不變，選取水平末端壓下區(qū)間為研究對(duì)象，通過(guò)改變不同的壓下區(qū)間，得到壓下區(qū)間的變化對(duì)鑄坯內(nèi)部力學(xué)性能的影響，其中不同壓下區(qū)間的壓下方案見(jiàn)表3。

表3 不同壓下區(qū)間的壓下方案

鑄坯的壓下區(qū)間分別是第8、9、10和11段，選取上節(jié)得到的適宜壓下量6 mm。提取鑄坯高溫脆性區(qū)內(nèi)關(guān)鍵點(diǎn)的應(yīng)力最大值，如圖16所示。雖然總壓下量相同且未超過(guò)極限壓下量，但是不同壓下區(qū)間的主應(yīng)力變化范圍差距較大，無(wú)壓下時(shí)鑄坯的主應(yīng)力最大值為1.99 MPa，方案1的主應(yīng)力最大值為3.08 MPa，方案2為2.97 MPa，方案3為4.96 MPa。方案1和方案2壓下量平均分布在3個(gè)區(qū)間內(nèi)，其主應(yīng)力最大值大小相近，均未超過(guò)臨界應(yīng)力值3.72 MPa，而方案3壓下量平均分布在兩個(gè)區(qū)間內(nèi)，其主應(yīng)力最大值大于前兩種方案，且超過(guò)了臨界應(yīng)力值。

圖16 不同壓下區(qū)間的應(yīng)變與應(yīng)力最大值Fig.16 Strain and maximum stress of different reduction zone

無(wú)壓下時(shí)鑄坯的應(yīng)變最大值為1.71%，方案1～3的應(yīng)變最大值分別為1.75%、1.76%和2.53%。方案1和方案2應(yīng)變最大值大小相近，遠(yuǎn)小于臨界應(yīng)變值2.88%，方案3應(yīng)變最大值接近臨界值，且比方案1大44.57%，采用方案3的壓下方案可減小鑄坯此區(qū)段的極限壓下量。

鑄坯不同壓下區(qū)間的窄面鼓肚變形量如圖17所示。無(wú)壓下時(shí)鑄坯的窄面鼓肚變形量會(huì)隨著時(shí)間不斷減小，有壓下時(shí)方案1的變形量最小，每個(gè)壓下區(qū)段的變形增量也最小，方案3的變形量最大，變形量最大值比方案1大1.3 mm。

圖17 不同壓下區(qū)間的窄面鼓肚Fig.17 Narrow bulge size of different reduction zone

在壓下量相同的情況下，若壓下區(qū)段較后，則坯殼較厚，變形抗力大，壓下困難；減少壓下區(qū)段的方案會(huì)減小鑄坯的極限壓下量，因?yàn)閴合聟^(qū)段少，每段分配的壓下量會(huì)增加，使得鑄坯壓下時(shí)變形抗力增大，高溫脆性區(qū)所受應(yīng)力應(yīng)變?cè)龃螅瑧?yīng)力最大值4.96 MPa超過(guò)了臨界值。因此在凝固末端適宜的壓下區(qū)間為第8～10段。

2.3 不同壓下分配對(duì)壓下結(jié)果的影響

從上節(jié)可以看出，不同的壓下分配會(huì)對(duì)鑄坯的壓下結(jié)果產(chǎn)生影響，本節(jié)保證壓下區(qū)間和壓下量不變，通過(guò)改變不同的壓下分配(均布?jí)合铝浚髩合铝糠謩e置于壓下區(qū)域前中后位置)時(shí)對(duì)鑄坯內(nèi)部力學(xué)性能的影響，探究壓下量的適宜分配方式，其中，不同壓下分配的壓下方案見(jiàn)表4。

表4 不同壓下分配的壓下方案

采用6 mm的壓下方案，選取壓下區(qū)間為第8、9、10段。提取鑄坯高溫脆性區(qū)內(nèi)關(guān)鍵點(diǎn)的主應(yīng)力最大值和應(yīng)變最大值見(jiàn)表5。關(guān)于主應(yīng)力最大值，方案1壓下時(shí)為3.28 MPa，方案2為4.41 MPa，方案3為5.04 MPa，方案4為5.04 MPa，方案5為4.64 MPa，方案6為4.72 MPa。采用平均分配壓下量的方案時(shí)主應(yīng)力最大值最小，未超過(guò)其臨界應(yīng)力值，而不均勻的分配方案主應(yīng)力最大值較均勻分配的方案有所增大，且超過(guò)了臨界應(yīng)力值。在應(yīng)變方面可以看到，方案1均勻分配方案的應(yīng)變最大值為1.75%，是所有方案中最小的，其他不均勻分配的最大應(yīng)變值均超過(guò)了臨界應(yīng)變值，會(huì)減小鑄坯的極限壓下量。鑄坯不同壓下分配的窄面鼓肚變形量如圖18所示。方案1和方案2的鼓肚變形量最大值比其他方案小，方案4與方案6由于首段壓下量分配太大，從開(kāi)始?jí)合卤惚３衷诤芨叩臄?shù)值，會(huì)影響鑄坯的壓下質(zhì)量。

表5 不同壓下分配的應(yīng)力應(yīng)變最值

圖18 不同壓下分配的窄面鼓肚Fig.18 Narrow bulge size of different reduction distribution

在壓下量相同的情況下，均勻分配壓下量的方案使鑄坯在壓下過(guò)程中所受應(yīng)力應(yīng)變緩慢增加，變形抗力較小，未超過(guò)內(nèi)裂紋生成的臨界應(yīng)力應(yīng)變值，壓下效果最好。非均勻分配壓下量的方案使鑄坯在大壓下量區(qū)段產(chǎn)生應(yīng)變突變和較大的鼓肚變形，應(yīng)力應(yīng)變的變化范圍大，若超過(guò)臨界應(yīng)力應(yīng)變值，則會(huì)有產(chǎn)生裂紋的可能性。因此采用均布?jí)合路绞接欣诟纳茐合沦|(zhì)量。

將弧形段第一區(qū)段seg1設(shè)置相同分配方式的壓下方案，探究上述壓下分配方案在整個(gè)連鑄過(guò)程中的適用性，壓下方案見(jiàn)表6。

表6 seg1區(qū)段不同壓下分配的壓下方案

采用3 mm壓下量，選取壓下區(qū)間為弧形段seg1區(qū)段。提取鑄坯高溫脆性區(qū)內(nèi)關(guān)鍵點(diǎn)的應(yīng)變值，如圖19所示。由應(yīng)變值的峰值區(qū)可以看到，方案1均勻分配方案的應(yīng)變最大值為2.28%，是所有方案中最小的。方案2和方案3由于前段壓下量較小，其應(yīng)變值增長(zhǎng)緩慢，在較大壓下量區(qū)段應(yīng)變值大幅增加，其中方案3應(yīng)變最大值為2.42%，是所有方案中最大的。由此可見(jiàn)在seg1區(qū)段采用不同的壓下分配方案，鑄坯應(yīng)變的變化趨勢(shì)與水平段壓下區(qū)間相同。

圖19 seg1段不同壓下分配的應(yīng)變Fig.19 Strain of segment1 with different reduction distribution

均勻分配壓下量的方案相比其他方案，鑄坯的應(yīng)變變化較為平緩，應(yīng)變最大值最小，壓下效果最好，非均勻分配壓下量會(huì)使鑄坯應(yīng)變值增大，進(jìn)而減小鑄坯在此區(qū)間的極限壓下量，因此，將壓下量均勻分配到壓下區(qū)間的分配方式最為合理。

3 結(jié)論

(1)在保證壓下區(qū)間和壓下分配不變的情況下，對(duì)比了3 mm、6 mm、9 mm和12 mm的壓下總量方案以探究凝固末端的極限壓下量，發(fā)現(xiàn)鑄坯高溫脆性區(qū)的應(yīng)力應(yīng)變值在不同區(qū)段內(nèi)呈現(xiàn)周期性波動(dòng)變化，隨著壓下總量的增加，壓下應(yīng)力應(yīng)變最大值增大。鑄坯從弧形段seg1區(qū)段到水平段seg10區(qū)段全過(guò)程的極限壓下量范圍是3.87～6.96 mm。

(2)根據(jù)壓下量的研究結(jié)果，選取末端壓下量6 mm，對(duì)比了三種不同壓下區(qū)間方案對(duì)鑄坯壓下結(jié)果的影響，發(fā)現(xiàn)若壓下區(qū)段較為靠后，則生成的坯殼較厚，變形抗力較大，壓下困難；若壓下區(qū)段較少，會(huì)使鑄坯壓下時(shí)所受應(yīng)力應(yīng)變?cè)龃螅瑧?yīng)變最大值比多區(qū)段大44.57%，窄面鼓肚也明顯大于多區(qū)段壓下。壓下區(qū)段較后或較少都會(huì)減小鑄坯的極限壓下量，在水平區(qū)段適宜的壓下區(qū)段是第8～10段。

(3)在保證壓下區(qū)間和壓下量不變的情況下，對(duì)比了不同壓下分配對(duì)鑄坯壓下結(jié)果的影響，并選取seg1段進(jìn)行驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)非均勻分配壓下量的方案由于存在較大壓下量的區(qū)段，因此會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力應(yīng)變，應(yīng)力均超過(guò)4 MPa，也會(huì)使鑄坯的窄面鼓肚變形增大。平均分配壓下量的方案，鑄坯的應(yīng)力應(yīng)變值和窄面鼓肚變形值在幾種方案中最小，壓下效果最好，適宜的壓下分配是將壓下總量平均分配給不同的壓下區(qū)段。