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    壓下對(duì)重軌鋼大方坯內(nèi)裂紋敏感性的影響

    2022-01-10 10:29:38馬海濤張炯明尹延斌
    工程科學(xué)學(xué)報(bào) 2021年12期
    關(guān)鍵詞:壓下量鑄坯連鑄

    馬海濤,張炯明,尹延斌

    北京科技大學(xué)冶金新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100083

    隨著社會(huì)的發(fā)展,鐵路的運(yùn)輸壓力增加,對(duì)鋼軌的性能提出了更高的要求[1],重軌鋼多采用大斷面方坯連鑄生產(chǎn),由于碳含量高,易出現(xiàn)連鑄坯中心偏析[2?3]. 中心偏析極大地影響了產(chǎn)品的性能.因此,更好地了解連鑄坯質(zhì)量控制技術(shù)是進(jìn)一步提高連鑄坯質(zhì)量的關(guān)鍵[4]. 在連鑄過(guò)程中,低過(guò)熱度澆注[5?6]、電磁攪拌[7?10]、鑄坯壓下[11]和凝固末端強(qiáng)冷[12]等技術(shù)均可以有效改善鑄坯質(zhì)量. 其中,壓下技術(shù)是提高連鑄坯質(zhì)量最有效的方法,現(xiàn)在已經(jīng)在各鋼鐵企業(yè)得到了廣泛應(yīng)用[13].

    雖然在連鑄坯凝固末端進(jìn)行壓下可以有效地控制連鑄坯質(zhì)量,但壓下參數(shù)不當(dāng)往往會(huì)使連鑄坯產(chǎn)生內(nèi)部裂紋,造成連鑄坯質(zhì)量惡化[14?16]. 根據(jù)相關(guān)研究表明[17],鑄坯內(nèi)部裂紋一般與凝固前沿的強(qiáng)度和塑性直接相關(guān). Won等[18]、Seol等[19]與Cornelissen[20]提出了一種基于實(shí)測(cè)臨界應(yīng)變的臨界斷裂應(yīng)力模型,該模型考慮了脆性溫度范圍和應(yīng)變速率,分析了脆性溫度范圍和應(yīng)變速率對(duì)內(nèi)部裂紋臨界應(yīng)變的影響,當(dāng)脆性溫度范圍和應(yīng)變速率增大時(shí),臨界應(yīng)變減小,內(nèi)部裂紋形成的可能性增大;Yamanaka等[21]和Kobayashi[22]得到了零強(qiáng)度溫度(Zero strength temperature, ZST)和零塑性溫度(Zero ductility temperature, ZDT)溫度區(qū)間對(duì)應(yīng)的鑄坯中心固相率在0.8~0.99之間. Nakagawa等[23]在碳鋼高溫力學(xué)實(shí)驗(yàn)中認(rèn)為ZDT對(duì)應(yīng)的鑄坯中心固相率為0.98. Kim等[24]研究結(jié)果表明ZDT對(duì)應(yīng)的溫度是固相線溫度. 所以,以上多位學(xué)者的研究結(jié)果表明,ZST和ZDT溫度區(qū)間對(duì)應(yīng)的鑄坯中心固相率多集中在0.8~1.0之間. 此外,很多學(xué)者對(duì)鑄坯壓下產(chǎn)生內(nèi)裂紋展開(kāi)研究,王一成和胡鵬[25]研究了方坯壓下內(nèi)裂紋的形成機(jī)理,研究結(jié)果表明由于壓下變形過(guò)程中的拉應(yīng)變撕裂是形成內(nèi)部裂紋的主要原因. 宋瀟[26]對(duì)280 mm×380 mm大方坯重軌鋼進(jìn)行了壓下熱力耦合數(shù)值模擬研究,計(jì)算結(jié)果表明,壓下量在3 mm內(nèi)不會(huì)產(chǎn)生內(nèi)裂紋,壓下量為4 mm的情況下固相率不超過(guò)0.6時(shí)不會(huì)產(chǎn)生內(nèi)裂紋,壓下量為5 mm時(shí)固相率不超過(guò)0.4不會(huì)產(chǎn)生內(nèi)裂紋. Li等[27]研究了軸承鋼連鑄坯壓下內(nèi)裂紋的形成,研究發(fā)現(xiàn)沿脆性斷裂的內(nèi)裂紋在糊狀區(qū)位于ZST與ZDT之間,并且裂紋區(qū)域的等效塑性應(yīng)變?yōu)?.34%~2.45%,大于臨界應(yīng)變(0.4%~1.5%).

    目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于連鑄坯壓下已有大量研究,但是鑄機(jī)不同、生產(chǎn)的鋼種不同,壓下后產(chǎn)生的效果也不盡相同,有學(xué)者認(rèn)為在鑄坯靠后(高固相率)的位置壓下不會(huì)出現(xiàn)裂紋,在鑄坯靠前(低固相率)的位置壓下容易出現(xiàn)裂紋,但是并沒(méi)有統(tǒng)一規(guī)律[28?29]. 本文針對(duì)230 mm×280 mm斷面重軌鋼、大方坯展開(kāi)了壓下研究,通過(guò)ABAQUS有限元軟件建立了鑄坯壓下模型,分析了U71Mn鑄坯在壓下過(guò)程中產(chǎn)生內(nèi)部裂紋的工藝條件,優(yōu)化工藝參數(shù),為現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)提供數(shù)據(jù)支撐.

    1 數(shù)學(xué)模型

    1.1 幾何模型

    壓下幾何模型主要由三部分組成,鑄坯、壓下輥以及支撐輥,大方坯壓下有限元模型示意圖如圖1所示,由于鑄坯的屈服應(yīng)力遠(yuǎn)小于壓下輥和支撐輥,所以將鑄坯作為彈性材料,壓下輥和支撐輥?zhàn)鳛閯傂圆牧? 輥?zhàn)雍丸T坯之間屬于庫(kù)倫摩擦,摩擦系數(shù)選取0.3[30]. 考慮到鑄坯壓下時(shí)在寬度方向上的對(duì)稱性,在鑄坯寬度方向上建立了1/2模型,模型的斷面尺寸為230 mm×280 mm,模型長(zhǎng)度為500 mm,壓下輥的半徑為150 mm,壓下輥的寬度為300 mm,模型網(wǎng)格數(shù)為16100.

    圖1 大方坯壓下有限元模型Fig.1 Reduction finite-element model of the bloom

    1.2 模型假設(shè)

    在保證計(jì)算結(jié)果精度的前提下,對(duì)壓下有限元模型做如下假設(shè):

    (1)鑄坯在拉坯方向溫度一致,凝固殼厚度均勻,不考慮鋼水靜壓力對(duì)鑄坯的影響;

    (2)考慮到鑄坯不同成分材料的物性差別較小,忽略鑄坯不同物性差異,將材料視為各處均勻分布;

    (3)假設(shè)材料滿足小變形理論,壓下輥對(duì)鑄坯的作用力方向不會(huì)隨著變形發(fā)生變化;

    (4)在應(yīng)力應(yīng)變分析中假設(shè)材料為各項(xiàng)同性,忽略微觀結(jié)構(gòu)的影響.

    1.3 連鑄凝固傳熱模型與壓下模型

    (1)連鑄凝固傳熱模型[30].

    連鑄坯溫度場(chǎng)是壓下模型計(jì)算的基礎(chǔ),為此,采用二維切片法建立連鑄凝固傳熱模型,獲得壓下模型連鑄坯的溫度場(chǎng)信息,模型忽略了連鑄坯拉坯方向的傳熱,同時(shí)不考慮結(jié)晶器振動(dòng)對(duì)傳熱的影響,連鑄坯的凝固傳熱方程為:

    其中,cp為 有效比熱容,J·kg?1·K?1; ρ為鋼液密度,kg·m?3;T為溫度,K;t為時(shí)間,s; λ 為導(dǎo)熱系數(shù),W·m?1·K?1.

    (2)連鑄壓下模型.

    連鑄坯凝固過(guò)程中溫度變化會(huì)引起熱變形,同時(shí)鑄坯受到壓下作用發(fā)生變形. 所以,在壓下變形過(guò)程中同時(shí)含有彈性變形與塑性變形,而在壓下過(guò)程中鑄坯溫度變化引起的熱變形相對(duì)于壓下的影響不大,不考慮鑄坯高溫蠕變變形,將鑄坯凝固過(guò)程的應(yīng)力應(yīng)變看作是穩(wěn)態(tài)過(guò)程,即與時(shí)間無(wú)關(guān).因此,彈塑性模型常被用來(lái)計(jì)算鑄坯的應(yīng)力場(chǎng)[31].

    按照彈塑性增量理論,鑄坯的總應(yīng)變量表達(dá)式為:

    其中, d ε為總的應(yīng)變?cè)隽浚?d εe為彈性應(yīng)變?cè)隽?;dεp為塑性應(yīng)變?cè)隽浚?d εT為熱應(yīng)變?cè)隽?

    1)彈性應(yīng)變?cè)隽?

    根據(jù)胡克定律,在彈性形變階段可得彈性應(yīng)變?cè)隽康谋磉_(dá)式:

    其中, [De]為彈性矩陣;σ為應(yīng)力,MPa.

    2)塑性應(yīng)變?cè)隽?

    材料進(jìn)入塑性變形階段后塑性應(yīng)變?cè)隽康谋磉_(dá)式為:

    其中,κ為常數(shù);φ為米澤斯屈服函數(shù).

    3)熱應(yīng)變?cè)隽?

    熱應(yīng)變?cè)隽勘磉_(dá)式為:

    其中, [ α]為熱膨脹系數(shù)矩陣.

    1.4 求解細(xì)節(jié)

    本文主要采用ABAQUS/Explict有限元軟件進(jìn)行建模求解. 首先,通過(guò)建立鑄坯傳熱模型對(duì)鑄坯進(jìn)行溫度場(chǎng)求解,溫度場(chǎng)模型采用八節(jié)點(diǎn)線性傳熱單元(DC3D8),溫度計(jì)算模型采用溫度瞬態(tài)分析;根據(jù)溫度場(chǎng)的求解結(jié)果作為壓下模型的初始條件進(jìn)行壓下模型的求解計(jì)算. 其中,壓下輥?zhàn)鳛閯傂圆牧?,鑄坯作為可變形體,壓下模型采用八節(jié)點(diǎn)傳熱耦合位移單元(C3D8T),并采用瞬態(tài)溫度?位移顯性分析.

    1.4.1 初始條件

    ①熱分析初始條件:將中間包的溫度作為澆注溫度;

    ②鑄坯壓下初始條件:根據(jù)傳熱模型計(jì)算鑄坯在壓下區(qū)域的溫度場(chǎng),提取壓下區(qū)域的溫度場(chǎng)作為初始溫度場(chǎng)加載到壓下模型中,鑄坯拉速為1 m·min?1;輥的初始溫度為 200 ℃,輥的轉(zhuǎn)速為 0.11 rad·s?1.

    1.4.2 邊界條件

    ①熱分析邊界條件:熱分析邊界條件分為結(jié)晶器、二冷區(qū)以及空冷區(qū)三部分,按照胡文廣等[32]的鑄坯傳熱模型的邊界條件進(jìn)行設(shè)定;

    ②壓下模型邊界條件:設(shè)定鑄坯Y?Z面為對(duì)稱面.

    1.5 物理參數(shù)

    本文研究對(duì)象為U71Mn重軌鋼,其成分如表1所示. 采用JMatPro熱力學(xué)軟件對(duì)U71Mn重軌鋼的物性參數(shù)進(jìn)行計(jì)算,其密度、導(dǎo)熱系數(shù)、彈性模量、泊松比,熱膨脹系數(shù)、比熱和流變應(yīng)力等參數(shù)計(jì)算結(jié)果如圖2(a)和(b)所示. 本研究選取900~1600 ℃范圍內(nèi)U71Mn重軌鋼的熱物性參數(shù). 彈性模量和泊松比是描述材料力學(xué)變形行為最基本的參數(shù),彈性模量在固相區(qū)至液相區(qū)逐漸減小,在液相區(qū)彈性模量值為0;泊松比隨溫度的增加逐漸增加,在液相區(qū)泊松比值為0.5;考慮到壓下模型主要計(jì)算的是凝固前沿變形行為,連鑄過(guò)程中鑄坯在高溫狀態(tài)下屬于低應(yīng)變速率. 因此,應(yīng)力應(yīng)變曲線的選取主要集中在960~1460 ℃之間的值,應(yīng)變速率為0.001 s?1. 圖2(c)為U71Mn重軌鋼的液相分?jǐn)?shù)和固相分?jǐn)?shù),其中fs為 固相率.

    表1 U71Mn鋼種的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of U71Mn steel (mass fraction) %

    圖2 U71Mn 重軌鋼物性參數(shù). (a)熱物性參數(shù);(b)流變應(yīng)力(應(yīng)變速率為 0.001 s?1);(c)固相分?jǐn)?shù)和液相分?jǐn)?shù)Fig.2 Parameters of U71Mn steel: (a) physical parameters; (b) flow-stress (strain rate is 0.001 s?1); (c) solid and liquid fraction

    1.6 內(nèi)部裂紋出現(xiàn)的判據(jù)

    在連鑄坯凝固過(guò)程中,受坯殼所處溫度狀態(tài)不同的影響,坯殼裂紋敏感性分布也不盡相同. 但通常認(rèn)為內(nèi)部裂紋多數(shù)是在凝固前沿形成的,凝固前沿一般認(rèn)為是固相線(Ts)和液相線(Tl)之間的凝固區(qū)域,如圖3所示. Clyne[33]、Li和Thomas[34]以及Kim等[24]引入黏滯性溫度(Liquid impenetrable temperature,LIT)進(jìn)一步劃分裂紋敏感區(qū). 因此,將凝固前沿劃分為三個(gè)部分,分別是:

    圖3 鑄坯凝固前沿溫度分布[37]Fig.3 Temperature distribution at the solidification front in the bloom[37]

    (1)液相線溫度至零強(qiáng)度溫度(ZST)區(qū)間,ZST對(duì)應(yīng)的固相率在0.8左右,材料特性表現(xiàn)為液相,鋼的強(qiáng)度和塑性為零;

    (2)黏滯性溫度(LIT)和零強(qiáng)度溫度(ZST)溫度區(qū)間,LIT對(duì)應(yīng)的固相率在0.9左右,此區(qū)域晶界并非完全封閉,位于坯殼枝晶緊湊程度較低的區(qū)域,鋼液可及時(shí)填充裂紋[35],稱之為填充區(qū). 從而抑制裂紋的產(chǎn)生,此區(qū)域鋼的凝固組織具有一定的強(qiáng)度但無(wú)延展變形的能力;

    (3)在黏滯性溫度(LIT)與零塑性溫度(ZDT)溫度區(qū)間,ZDT對(duì)應(yīng)的固相率在1.0左右,此區(qū)域?yàn)闇囟却嘈詤^(qū)間,在溫度脆性區(qū)間內(nèi)累積應(yīng)力超過(guò)臨界應(yīng)力時(shí)便會(huì)產(chǎn)生內(nèi)裂紋[36],這是內(nèi)裂紋形成的高發(fā)區(qū). 因此,鑄坯內(nèi)裂紋多是在凝固前沿中的該區(qū)域內(nèi)形成的.

    對(duì)鑄坯壓下后內(nèi)裂紋進(jìn)行預(yù)測(cè),根據(jù)學(xué)者[38]研究?jī)?nèi)部裂紋的判定依據(jù),如圖4所示. 通過(guò)計(jì)算鋼種碳當(dāng)量Ceq以及錳硫比,可得到裂紋產(chǎn)生固?液界面的臨界等效塑性應(yīng)變. 通過(guò)公式(6)計(jì)算U71Mn碳當(dāng)量Ceq為0.69%,根據(jù)鋼種化學(xué)成分計(jì)算w[Mn]/w[S]比為143.8,根據(jù)圖4可以得到U71Mn鋼種在凝固前沿的臨界應(yīng)變?yōu)?.4%.

    圖4 碳當(dāng)量與臨界應(yīng)變的關(guān)系Fig.4 Relationship between the carbon equivalent and critical strain

    2 結(jié)果與討論

    2.1 大方坯溫度場(chǎng)計(jì)算

    為驗(yàn)證網(wǎng)格數(shù)量的無(wú)關(guān)性,選取中心固相率0.6位置處的鑄坯作為計(jì)算對(duì)象,對(duì)鑄坯不同網(wǎng)格數(shù)的溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算,連鑄坯模型劃分網(wǎng)格數(shù)分別是7920,16100和28000. 鑄坯溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果如圖5所示,計(jì)算結(jié)果表明,網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果幾乎無(wú)影響,為提高計(jì)算結(jié)果圖片的清晰度以及提高運(yùn)算效率,本模型對(duì)鑄坯劃分網(wǎng)格數(shù)為16100.

    圖5 不同網(wǎng)格數(shù)溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果Fig.5 Temperature field calculation results of different grid numbers

    圖6(a)是大方坯表面溫度與中心溫度分布.從圖6(a)可以看出,大方坯的壓下區(qū)間在距離彎月面14.9 m至20.5 m之間,通過(guò)紅外測(cè)溫儀對(duì)鑄坯表面進(jìn)行溫度測(cè)量,測(cè)量結(jié)果與計(jì)算結(jié)果基本一致,驗(yàn)證了鑄坯傳熱模型的準(zhǔn)確性. 圖6(b)為鑄坯上表面(內(nèi)弧側(cè))到下表面(外弧側(cè))溫度分布,對(duì)比了在中心固相率為0.3~0.7位置處鑄坯厚度方向的溫度分布. 在中心固相率為0.3、0.4、0.5、0.6和0.7位置處的鑄坯中心兩相區(qū)厚度分別是104.4、97.2、87.4、82.2和73.0 mm. 由此可見(jiàn),鑄坯中心兩相區(qū)的厚度隨著固相率的增加而減小. 因此,在中心固相率為 0.3、0.4、0.5、0.6和0.7位置處的鑄坯凝固前沿至鑄坯中心的距離分別是52.2、48.6、43.7、41.1和36.5 mm.

    圖6 大方坯溫度分布. (a)鑄坯中心及表面溫度;(b)鑄坯液芯溫度分布Fig.6 Temperature distribution in the bloom: (a) center and surface temperature of bloom; (b) temperature distribution of the bloom liquid core

    本文對(duì)鑄坯溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算,鑄坯在壓下區(qū)間內(nèi)處于空冷區(qū),鑄坯通過(guò)輻射傳熱進(jìn)行冷卻. 通過(guò)JMatPro熱力學(xué)軟件對(duì)U71Mn鋼種進(jìn)行計(jì)算得到液相線溫度為1475 ℃,固相線溫度為1370 ℃. 對(duì)鑄坯溫度場(chǎng)計(jì)算得到在中心固相率為0.3、0.4、0.5、0.6和0.7位置處的鑄坯中心溫度分別為 1459、1453、1446、1437和 1426 ℃. 圖 7為鑄坯橫截面溫度場(chǎng)分布云圖,橫截面的右側(cè)為中心對(duì)稱面. 從計(jì)算云圖可以看出,隨著鑄坯中心固相率的增加,鑄坯中心溫度降低,中心兩相區(qū)厚度減小,即凝固前沿至鑄坯中心的距離減小.

    圖7 不同鑄坯中心固相率鑄坯溫度場(chǎng)分布Fig.7 Temperature distribution at different central solidification fractions

    2.2 壓下區(qū)間對(duì)壓下裂紋敏感性的影響

    本文研究了壓下區(qū)間對(duì)鑄坯產(chǎn)生內(nèi)裂紋的影響,對(duì)不同中心固相率位置處的鑄坯進(jìn)行壓下數(shù)值模擬計(jì)算,將2.1節(jié)中鑄坯溫度場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果作為初始條件加載到鑄坯壓下模型中,然后對(duì)鑄坯進(jìn)行熱力耦合計(jì)算,現(xiàn)將模擬計(jì)算結(jié)果做如下討論.

    圖8給出了不同固相率位置處鑄坯壓下7 mm,鑄坯橫截面上的等效塑性應(yīng)力分布,橫截面的右側(cè)為中心對(duì)稱面,從圖8中可以看出,等效塑性應(yīng)變主要集中在鑄坯的上表面(內(nèi)弧側(cè))和下表面(外弧側(cè)). 鑄坯中心固相率為0.3時(shí)等效塑性應(yīng)變區(qū)域在寬度方向上主要集中在鑄坯角部以及鑄坯1/4之間區(qū)域;鑄坯中心固相率為0.4時(shí)等效塑性應(yīng)變區(qū)域在寬度方向上向鑄坯1/4處延伸;當(dāng)中心固相率為0.5時(shí)等效塑性應(yīng)變區(qū)域在寬度方向上主要集中在角部與鑄坯3/8區(qū)域內(nèi);當(dāng)中心固相率為0.6時(shí)等效塑性應(yīng)變區(qū)域在寬度方向上繼續(xù)向鑄坯中心延伸,同時(shí)應(yīng)變區(qū)域在厚度方向上向鑄坯中心擴(kuò)大;當(dāng)中心固相率為0.7時(shí)等效塑性應(yīng)變區(qū)域在寬度方向上接近鑄坯中心,同時(shí)應(yīng)變區(qū)域在厚度方向上向鑄坯中心繼續(xù)擴(kuò)大. 由此可知,隨著鑄坯中心固相率的提高,鑄坯表面溫度降低,等效塑性應(yīng)變值變大,鑄坯的塑性應(yīng)變區(qū)域在寬度方向上逐漸向鑄坯中心延伸,同時(shí)等效塑性應(yīng)變?cè)阼T坯厚度方向上向鑄坯中心擴(kuò)大.

    圖8 鑄坯橫截面等效塑性應(yīng)變分布Fig.8 Equivalent plastic strain distribution in the cross section of the bloom

    圖9給出了在不同固相率位置處鑄坯壓下7 mm后鑄坯等效塑性應(yīng)變分布與溫度分布. 其中點(diǎn)線圖代表等效塑性應(yīng)變,直線圖代表溫度. 從圖9(a)中可以看出,等效塑性應(yīng)變從表面到中心逐漸減小. 對(duì)中心固相率為 0.3、0.4、0.5、0.6和0.7位置處的鑄坯分別進(jìn)行壓下,鑄坯表面產(chǎn)生的最大等效塑性應(yīng)變值分別為6.93%、8.29%、9.72%、10.73%和11.97%. 因此,中心固相率越高,鑄坯表面溫度越低,壓下后鑄坯產(chǎn)生的等效塑性應(yīng)變?cè)酱?

    大多數(shù)壓下引起的內(nèi)部裂紋主要是在凝固前沿出現(xiàn)的,為研究對(duì)不同中心固相率位置處的鑄坯進(jìn)行壓下,鑄坯出現(xiàn)內(nèi)裂紋的問(wèn)題,對(duì)鑄坯凝固前沿的等效塑性應(yīng)變進(jìn)行計(jì)算分析,評(píng)估鑄坯產(chǎn)生內(nèi)裂紋的風(fēng)險(xiǎn). 圖9(b)給出了不同中心固相率位置處的鑄坯壓下7 mm凝固前沿等效塑性應(yīng)變,其中豎直虛線代表不同固相率位置處鑄坯的凝固前沿,水平虛線代表臨界應(yīng)變. 從圖9(b)可以看出,對(duì)中心固相率為0.3、0.4、0.5、0.6和0.7位置處的鑄坯分別進(jìn)行壓下,鑄坯凝固前沿的等效塑性應(yīng)變分別是0、0、0.03%、0.16%和0.04%. 結(jié)果表明,凝固前沿的等效塑性應(yīng)變隨著中心固相率的增加先增加然后逐漸減小,當(dāng)鑄坯中心固相率比較低(0.3~0.6)時(shí),鑄坯表面溫度高,坯殼抵抗變形的能力差,壓下使鑄坯在上表面(內(nèi)弧側(cè))至凝固前沿產(chǎn)生的等效塑性應(yīng)變隨固相率的增加而增加;當(dāng)中心固相率較高(0.6~0.7)時(shí),鑄坯表面溫度低,坯殼抵抗變形的能力強(qiáng),壓下使鑄坯在凝固前沿產(chǎn)生的等效塑性應(yīng)變隨固相率的增加而減小. 因此,鑄坯凝固前沿的等效塑性應(yīng)變隨著鑄坯中心固相率的增加先增加后減小. 通過(guò)模型計(jì)算結(jié)果表明,對(duì)中心固相率在0.3~0.7范圍內(nèi)的鑄坯壓下7 mm,凝固前沿的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.16%,均未超過(guò)臨界應(yīng)變(0.4%). 所以,在中心固相率0.3~0.7范圍內(nèi)單輥壓下7 mm不會(huì)產(chǎn)生內(nèi)裂紋.

    圖9 鑄坯等效塑性應(yīng)變. (a)不同固相率下等效塑性應(yīng)變;(b)凝固前沿等效塑性應(yīng)變Fig.9 Equivalent plastic strain of the bloom at: (a) different solid fractions; (b) solidification front

    2.3 壓下量對(duì)壓下裂紋敏感性的影響

    對(duì)鑄坯不同中心固相率進(jìn)行壓下裂紋敏感性研究,其結(jié)果表明,對(duì)中心固相率為0.6位置處的鑄坯進(jìn)行壓下,鑄坯凝固前沿出現(xiàn)裂紋的風(fēng)險(xiǎn)較高. 為進(jìn)一步優(yōu)化工藝參數(shù),對(duì)鑄坯中心固相率為0.6位置處的鑄坯進(jìn)行不同壓下量的壓下數(shù)值模擬計(jì)算,研究不同壓下量對(duì)鑄坯凝固前沿裂紋敏感性的影響.

    圖10 鑄坯等效塑性應(yīng)變. (a)不同壓下量等效塑性應(yīng)變;(b)凝固前沿等效塑性應(yīng)變Fig.10 Equivalent plastic strain of the bloom (a) at different reduction amounts and (b) at the solidification front

    圖10給出了對(duì)中心固相率為0.6位置處的鑄坯進(jìn)行不同壓下量時(shí)的等效塑性應(yīng)變. 從圖10(a)可以看到隨著壓下量的增加,鑄坯產(chǎn)生的等效塑性應(yīng)變逐漸增加. 從圖10(b)中可以看出鑄坯壓下5 mm凝固前沿的等效塑性應(yīng)變?yōu)?,也就是說(shuō),壓下5 mm對(duì)凝固前沿等效塑性應(yīng)變沒(méi)有影響. 當(dāng)壓下量7、8、10和12 mm時(shí),其凝固前沿的等效塑性應(yīng)變分別為0.16%、0.65%、2.30%、3.85%. 隨著壓下量的增加,凝固前沿的等效塑性應(yīng)變逐漸增加. 所以,增加壓下量凝固前沿產(chǎn)生裂紋的風(fēng)險(xiǎn)大大提高. 壓下量為7 mm時(shí)凝固前沿的等效塑性應(yīng)變?yōu)?.16%;壓下量為 8 mm時(shí),等效塑性應(yīng)變?yōu)?.65%,超過(guò)了U71Mn重軌鋼的臨界應(yīng)變(0.4%).因此,對(duì)于U71Mn重軌鋼在鑄坯中心固相率為0.6時(shí),壓下量超過(guò)7 mm鑄坯會(huì)產(chǎn)生內(nèi)部裂紋.

    2.4 壓下模型驗(yàn)證

    為了驗(yàn)證壓下模型的準(zhǔn)確性,對(duì)230 mm×280 mm斷面重軌鋼鑄坯進(jìn)行了壓下試驗(yàn),試驗(yàn)工藝參如下數(shù):拉速為 1 m·min?1,比水量為 0.3 L·kg?1,過(guò)熱度為31 ℃. 在鑄坯中心固相率0.6位置處進(jìn)行壓下. 設(shè)計(jì)了5種試驗(yàn)方案,分別為方案一壓下5 mm、方案二壓下7 mm、方案三壓下8 mm、方案四壓下10 mm和方案五壓下12 mm. 通過(guò)五組壓下試驗(yàn)對(duì)鑄坯進(jìn)行取樣,對(duì)所取試樣沿拉坯方向取鑄坯中心面的縱剖試樣,試樣尺寸為300 mm×230 mm×30 mm,取樣示意圖如圖11(a)所示,對(duì)所取試樣進(jìn)行鋸切、磨銑和酸侵等處理,觀察鑄坯內(nèi)部質(zhì)量.

    圖11 試樣縱剖酸侵低倍照片. (a)取樣示意圖;(b)壓下 5 mm;(c)壓下 7 mm;(d)壓下 8 mm;(e)壓下 10 mm;(f)壓下 12 mmFig.11 Acid erosion pictures of the longitudinal section sample: (a) sampling diagram; (b) reduction of 5 mm; (c) reduction of 7 mm; (d) reduction of 8 mm; (e) reduction of 10 mm; (f) reduction of 12 mm

    圖11(b)~(f)為不同壓下量下縱剖試樣低倍照片. 圖11(b)為壓下量為5 mm時(shí)鑄坯試樣低倍照片,低倍照片中未出現(xiàn)裂紋,但是存在“V”型偏析,說(shuō)明壓下5 mm時(shí)不會(huì)出現(xiàn)內(nèi)裂紋,但是并不能解決“V”偏析;圖11(c)為壓下量7 mm鑄坯試樣低倍照片,低倍照片中也沒(méi)有出現(xiàn)裂紋,同時(shí)“V”型偏析消失,說(shuō)明壓下量足夠大,即避免了“V”型偏析又防止內(nèi)裂紋的出現(xiàn);圖11(d)、圖11(e)和圖11(f)分別為壓下量8、10和12 mm鑄坯試樣低倍照片,可以看到低倍照片均出現(xiàn)了內(nèi)裂紋,并且隨著壓下量的增大,內(nèi)裂紋也越嚴(yán)重. 因此,在鑄坯中心固相率為0.6時(shí),單輥壓下量超過(guò)7 mm就會(huì)出現(xiàn)內(nèi)裂紋,試驗(yàn)結(jié)果與模型計(jì)算結(jié)果基本一致,模型計(jì)算結(jié)果可靠.

    3 結(jié)論

    本文采用ABAQUS有限元軟件對(duì)230 mm×280 mm斷面重軌鋼鑄坯進(jìn)行壓下模型計(jì)算,同時(shí)經(jīng)過(guò)工業(yè)試驗(yàn)的驗(yàn)證,得到以下幾點(diǎn)結(jié)論:

    (1) 對(duì)重軌鋼鑄坯進(jìn)行凝固傳熱模型計(jì)算,計(jì)算了鑄坯中心固相率為0.3、0.4、0.5、0.6和0.7時(shí)鑄坯的溫度分布,分別為1459、1453、1446、1437和1426 ℃,中心兩相區(qū)的厚度分別是104.4、97.2、87.4、82.2和73.0 mm. 因此,鑄坯中心兩相區(qū)的厚度隨著固相率的增加而減少.

    (2) 壓下模型壓下區(qū)間計(jì)算結(jié)果表明,對(duì)中心固相率為 0.3,0.4,0.5,0.6和 0.7位置處的鑄坯壓下7 mm時(shí),其凝固前沿等效塑性應(yīng)變分別為0、0、0.03%、0.16%和0.04%,均未超過(guò)臨界應(yīng)變. 因此,對(duì)中心固相率 0.3、0.4、0.5、0.6和0.7位置處的鑄坯進(jìn)行7 mm壓下,鑄坯不會(huì)產(chǎn)生內(nèi)裂紋.

    (3) 壓下模型壓下量計(jì)算結(jié)果表明,在鑄坯中心固相率為0.6時(shí),壓下量為5、7、8、10和12 mm,鑄坯凝固前沿等效塑性應(yīng)變分別為0、0.16%、0.65%、2.30%和3.85%. 隨著壓下量的增加,凝固前沿的等效塑性應(yīng)變逐漸增加. 同時(shí),壓下量超過(guò)7 mm,凝固前沿的等效塑性應(yīng)變超過(guò)臨界應(yīng)變.因此,鑄坯出現(xiàn)內(nèi)裂紋. 另外,壓下試驗(yàn)驗(yàn)證了壓下模型的可靠性.

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