連鑄輕壓下過程極限壓下量及工藝參數(shù)分析

秦 勤 王文智 張 升 臧 勇

1.北京科技大學機械工程學院，北京，1000832.北京科技大學順德研究生院，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，眾多學者開始從不同方面對輕壓下技術(shù)進行系統(tǒng)研究，比如對連鑄產(chǎn)品質(zhì)量的影響。在連鑄過程中不可避免會產(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，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，則會有誘發(fā)鑄坯產(chǎn)生內(nèi)裂紋等缺陷的可能，對鑄坯質(zhì)量帶來負面影響。

國內(nèi)外學者對鑄坯壓下過程中的壓下位置、壓下分配和壓下量等工藝參數(shù)進行了系統(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輕壓下區(qū)的選擇都有影響；史學亮等[10]研究發(fā)現(xiàn)，拉速變化對壓下區(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設備、冷卻條件和鋼種等因素影響，還受工藝操作的影響[18]，因此需要對鑄坯的壓下量和分配方式進行研究。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，但該研究只針對凝固末端的合理壓下量進行討論，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，輕壓下量宜為12.2～4.0 mm。劉珂等[25]對凝固末端糊狀區(qū)體積收縮進行分析后認為，中心固相率為0.7～0.3時，合理輕壓下量應為2.95～4.65 mm，對鑄坯體積收縮與壓縮變形量進行分析來確定合理壓下量的方法沒有考慮是否會在壓下過程中有產(chǎn)生裂紋缺陷的可能。ZONG等[26]研究發(fā)現(xiàn)最大拉應力出現(xiàn)在脆性溫度區(qū)間的邊界處，因此壓下量對鑄坯脆性溫度區(qū)間力學性能的影響尤為重要。羅仁輝等[27]分析了壓下量分配對鑄坯各節(jié)點應力和應變的影響，發(fā)現(xiàn)均勻的壓下量更有利于降低鑄坯表面的應力。雖然許多學者對壓下量及分配方式進行了研究，但系統(tǒng)地探究其對鑄坯內(nèi)部力學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不同，故需要在鑄坯不產(chǎn)生內(nèi)裂紋的前提下對連鑄全過程的極限壓下量進行探究。確定極限壓下量的范圍和適宜的分配方式，就可以根據(jù)情況動態(tài)選擇各個區(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)工藝的復雜性和工藝參數(shù)的多樣性，通過實驗和生產(chǎn)線調(diào)試的方法對壓下參數(shù)進行調(diào)試較為復雜且成本較高，故采用數(shù)值模擬的方法進行研究。許多學者采用有限元分析，建立了凝固傳熱[28]和熱力耦合[29]等模型來研究連鑄過程溫度場變化及應力與變形行為演變規(guī)律。

本文通過建立連鑄熱力耦合模型，考慮鑄坯的溫度場變化與彈塑性變形，并施加合理的鋼水靜壓力以盡可能真實準確地模擬連鑄壓下的全過程，對連鑄重要壓下工藝參數(shù)進行了研究。以A36鋼連鑄坯為研究對象，基于ABAQUS商業(yè)有限元軟件建立鑄坯三維壓下模型，在臨界應力與臨界應變準則的基礎(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)對鑄坯內(nèi)部力學性能和極限壓下量的影響，為連鑄動態(tài)壓下工藝的開發(fā)提供理論依據(jù)，以指導實際生產(chǎn)。

1 分析模型

本文建立了在輥列中運動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，獲得鑄坯的溫度場分布和凝固末端位置，然后根據(jù)鑄坯的溫度場數(shù)據(jù)和力學性能參數(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)下的應力應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

連鑄機模型采用湘潭鋼鐵廠5號直弧形板坯連鑄機，如圖2所示。整個連鑄機包括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)見表1。

圖2 連鑄機輥列圖Fig.2 Roll layout of continuous caster

表1 湘鋼5號板坯連鑄機的主要技術(shù)參數(shù)

為了探究不同壓下工藝參數(shù)對鑄坯內(nèi)部力學行為的影響，根據(jù)所研究的連鑄機實際生產(chǎn)規(guī)格建立了鑄坯在輥列中運動的熱力耦合有限元模型，如圖3所示。其中，鑄坯材料為A36鋼，其化學成分見表2?？紤]到鑄坯左右部分的傳熱和邊界條件具有對稱性，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，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鋼的化學成分(質(zhì)量分數(shù))

由于鑄坯左右部分傳熱和邊界條件具有對稱性，故建立1/2鑄坯模型，對三維鑄坯模型寬面中部施加對稱約束，作用于整個連鑄過程中。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]研究表明熱坯滾動摩擦因數(shù)為0.3，鑄輥在熱坯上的滾動摩擦因數(shù)受鑄坯表面情況的影響，根據(jù)從動輥所用軸承類型摩擦因數(shù)設置為0.001，驅(qū)動輥摩擦因數(shù)設置為0.3。各驅(qū)動輥分別繞其中心軸旋轉(zhuǎn)，在鑄坯動態(tài)過程中對每個驅(qū)動輥施加角速度為0.2174 rad/s，并約束從動輥的全部自由度與驅(qū)動輥在U1和U2方向上的自由度。在預定義場部分導入鑄坯凝固過程的溫度場計算結(jié)果來模擬鑄坯在拉坯運行過程中的實時溫度變化的影響。鋼水靜壓力的施加方法是通過計算鑄坯單元以拉坯速度運行時每一時刻到結(jié)晶器彎月面的垂直距離h，由此得到坯殼單元在每一時刻所受鋼水靜壓力的大小，利用溫度分析時得到的坯殼厚度數(shù)據(jù)選取鑄坯固液交界面，對固液交界面處的單元表面施加均布壓應力，實現(xiàn)了鋼水靜壓力的實時變化，更符合實際情況。

1.2 鑄坯內(nèi)裂紋判定標準的確定

1.2.1臨界應力應變判據(jù)的確定

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

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

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

圖6 試樣應力應變曲線Fig.6 Stress strain curves of specimen

試樣應力應變隨溫度變化情況如圖6所示。在1460 ℃溫度下，當應變?yōu)?.88%、應力為3.72 MPa時，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變?yōu)?.88%左右，臨界應力為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，在應變?yōu)?%、應力在7 MPa范圍內(nèi)，鑄坯試樣不會出現(xiàn)斷裂。因此在連鑄過程中，為避免出現(xiàn)內(nèi)裂紋，出鑄機前鑄坯溫度應避開溫度脆性區(qū)間，并且在凝固末端壓下過程中，鑄坯凝固前沿的應變不應大于2.88%，應力不應大于3.72 MPa。綜上可得，鑄坯的臨界應力為3.72 MPa，臨界應變?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。有學者把鑄坯的固液兩相區(qū)分為液相補充區(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[33]，零塑性溫度對應的固相率大約是0.99，液相不滲透溫度對應的固相率大約是0.9，零強度溫度對應的固相率大約是0.75。

采用Gleeble-3500熱力模擬試驗機進行高溫拉伸測試，獲得了鋼種在不同測試溫度下的熱力塑性曲線、零強度溫度和零塑性溫度等高溫力學性能參數(shù)。試驗取樣的位置、所用設備及試樣斷口形貌如圖7所示。試樣采用標準熱拉伸圓柱狀試樣，尺寸為φ10 mm×120 mm。根據(jù)試驗，當溫度達到1460 ℃時，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；當溫度達到1485 ℃時，試樣的抗拉強度極限接近0，故將1485 ℃作為A36鋼種的零強度溫度。

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

根據(jù)測得A36鋼的零強度溫度和零塑性溫度(分別為1485 ℃和1460 ℃)，采用文獻[33-34]的固相率公式計算零強度和零塑性溫度對應的固相率如下：

(1)

Ω=α[1-exp(-1/α)]-0.5exp(-1/(2α))

(2)

(3)

零強度和零塑性溫度對應的固相率分別為0.99和0.75，與前文理論概述吻合。將液相不滲透溫度對應的固相率代入回歸公式中，計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力與變形情況。

1.3 模型驗證

提取鑄坯寬面中心和窄面中心節(jié)點在整個連鑄過程中沿鑄流方向的溫度變化曲線，并與工廠生產(chǎn)現(xiàn)場相應位置測量的溫度數(shù)據(jù)進行對比，如圖8所示。仿真溫度與測試溫度基本一致，溫度誤差最大值為20 ℃，最大相對誤差在5%以內(nèi)。

(a)鑄坯寬面中心節(jié)點

(b)鑄坯窄面中心節(jié)點圖8 鑄坯溫度實測與仿真結(jié)果對比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力變化，壓下量為5 mm。由圖9可知，鑄坯凝固前沿處的應力值出現(xiàn)周期性變化，當鑄坯位于壓下輥之間時，由于鋼水靜壓力的作用，鑄坯凝固前沿受到拉應力，應力值為正值。當鑄坯位于壓下輥下方位置時，由于輥子的壓下作用，凝固前沿受到壓應力，應力值為負值，故鑄坯在前進過程中應力呈現(xiàn)周期性波動變化。根據(jù)臨界應力判據(jù)，當應力最大值不超過臨界應力值時，鑄坯不會產(chǎn)生內(nèi)裂紋，因此在扇形段第5、6兩段實施5 mm的壓下量時不會有內(nèi)裂紋產(chǎn)生。

(a)本文結(jié)果

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

運用上述壓下模型對連鑄過程進行模擬可以得到凝固前沿位置在不同區(qū)段的應力和應變變化情況，選取不同的壓下量方案進行研究，結(jié)合臨界應力應變準則進行力學性能分析，得到壓下過程的極限壓下量，進而探究壓下區(qū)間及分配方式的選取對鑄坯內(nèi)部力學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 連鑄過程的極限壓下量

壓下量要完全補償壓下區(qū)間內(nèi)鋼液在凝固過程中的體積收縮量才能防止富集溶質(zhì)鋼液的流動，壓下量必須滿足3個要求：①能夠補償壓下區(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壓下時產(chǎn)生的反作用力要在鑄機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4種不同壓下量的應力應變、窄面鼓肚和寬面間隙進行了對比，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)鍵點內(nèi)的應力最大值，如圖10所示。統(tǒng)計鑄坯不同區(qū)間的應力最大值可以看到，隨著壓下總量的增加，鑄坯高溫脆性區(qū)應力最大值增大。方案1壓下3 mm時主應力最大值出現(xiàn)在水平第9段，為2.41 MPa；方案2壓下6 mm時主應力最大值出現(xiàn)在水平第10段，為3.28 MPa；方案3壓下9 mm時主應力最大值出現(xiàn)在水平第10段，為6.09 MPa；方案4壓下12 mm時主應力最大值出現(xiàn)在水平第10段，為6.70 MPa。壓下3 mm和6 mm時，鑄坯主應力最大值未超過其臨界應力3.72 MPa，鑄坯不會出現(xiàn)內(nèi)裂紋缺陷；而壓下9 mm和12 mm時，鑄坯主應力最大值遠超過臨界應力值，容易產(chǎn)生內(nèi)裂紋，壓下量應小于9 mm。

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

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

圖11 不同壓下總量下的應變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變Fig.13 Corner strain of different total reduction

鑄坯在壓下過程中窄面會發(fā)生鼓肚變形，對鑄坯力學性能產(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。鑄坯每進入一個壓下區(qū)段，窄面鼓肚變形量會增大，整體呈現(xiàn)增長趨勢。壓下3 mm和6 mm時，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，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。鑄坯的角部應變隨壓下過程的進行呈現(xiàn)階梯式增加，不同壓下總量下的角部應變?nèi)鐖D13所示。角部應變隨著壓下總量的增加而增加，方案1壓下時角部應變在三個壓下區(qū)間內(nèi)分別為0.3%、1.2%和2%，方案2角部應變分別為0.5%、3.3%和5.5%；方案3角部應變分別為1.5%、5.5%和8.7%；方案4角部應變分別為2.5%、7.5%和11.5%，其中方案3和4在第9段的角部應變就已經(jīng)超過了方案1和2的角部應變最大值，考慮到控制角部應變方面，壓下總量不宜過大。

將不同壓下量的應變值進行線性擬合，如圖14所示，鑄坯在水平段上臨界應變值為2.88%時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有差別，不同區(qū)間的極限壓下量亦會有所不同。在研究凝固末端區(qū)間的極限壓下量的情況下，進一步探究連鑄從弧形段到水平段全過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變變化，如圖15所示。隨著壓下過程的進行，鑄坯應變值總體呈增大趨勢，在經(jīng)過壓下輥時應變值會有突變，此時應變?nèi)菀壮^臨界應變值從而產(chǎn)生內(nèi)裂紋。無壓下時應變最大值為0.82%，壓下3 mm、4 mm和5 mm時應變最大值分別為2.28%、2.97%和3.29%。在壓下后期應變范圍波動很大，將不同壓下量的應變值進行線性擬合可得，臨界應變?yōu)?.88%時的鑄坯壓下量為其seg1區(qū)段的極限壓下量(大小為3.87 mm)。

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圖15 seg1段不同壓下量下的應變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。隨著連鑄過程的進行，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)間對壓下結(jié)果的影響

壓下區(qū)間是動態(tài)壓下技術(shù)的重要參數(shù)之一，對于壓下區(qū)間目前沒有一個定值，一般企業(yè)都是根據(jù)實驗修正后取得最佳值，該值與鋼的成分、鑄坯斷面及生產(chǎn)設備都有關(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)間為研究對象，通過改變不同的壓下區(qū)間，得到壓下區(qū)間的變化對鑄坯內(nèi)部力學性能的影響，其中不同壓下區(qū)間的壓下方案見表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)鍵點的應力最大值，如圖16所示。雖然總壓下量相同且未超過極限壓下量，但是不同壓下區(qū)間的主應力變化范圍差距較大，無壓下時鑄坯的主應力最大值為1.99 MPa，方案1的主應力最大值為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個區(qū)間內(nèi)，其主應力最大值大小相近，均未超過臨界應力值3.72 MPa，而方案3壓下量平均分布在兩個區(qū)間內(nèi)，其主應力最大值大于前兩種方案，且超過了臨界應力值。

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

無壓下時鑄坯的應變最大值為1.71%，方案1～3的應變最大值分別為1.75%、1.76%和2.53%。方案1和方案2應變最大值大小相近，遠小于臨界應變值2.88%，方案3應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。無壓下時鑄坯的窄面鼓肚變形量會隨著時間不斷減小，有壓下時方案1的變形量最小，每個壓下區(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)段的方案會減小鑄坯的極限壓下量，因為壓下區(qū)段少，每段分配的壓下量會增加，使得鑄坯壓下時變形抗力增大，高溫脆性區(qū)所受應力應變增大，應力最大值4.96 MPa超過了臨界值。因此在凝固末端適宜的壓下區(qū)間為第8～10段。

2.3 不同壓下分配對壓下結(jié)果的影響

從上節(jié)可以看出，不同的壓下分配會對鑄坯的壓下結(jié)果產(chǎn)生影響，本節(jié)保證壓下區(qū)間和壓下量不變，通過改變不同的壓下分配(均布壓下量，大壓下量分別置于壓下區(qū)域前中后位置)時對鑄坯內(nèi)部力學性能的影響，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)鍵點的主應力最大值和應變最大值見表5。關(guān)于主應力最大值，方案1壓下時為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主應力最大值最小，未超過其臨界應力值，而不均勻的分配方案主應力最大值較均勻分配的方案有所增大，且超過了臨界應力值。在應變方面可以看到，方案1均勻分配方案的應變最大值為1.75%，是所有方案中最小的，其他不均勻分配的最大應變值均超過了臨界應變值，會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，從開始壓下便保持在很高的數(shù)值，會影響鑄坯的壓下質(zhì)量。

表5 不同壓下分配的應力應變最值

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程中所受應力應變緩慢增加，變形抗力較小，未超過內(nèi)裂紋生成的臨界應力應變值，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)生應變突變和較大的鼓肚變形，應力應變的變化范圍大，若超過臨界應力應變值，則會有產(chǎn)生裂紋的可能性。因此采用均布壓下方式有利于改善壓下質(zhì)量。

將弧形段第一區(qū)段seg1設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連鑄過程中的適用性，壓下方案見表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)鍵點的應變值，如圖19所示。由應變值的峰值區(qū)可以看到，方案1均勻分配方案的應變最大值為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，其應變值增長緩慢，在較大壓下量區(qū)段應變值大幅增加，其中方案3應變最大值為2.42%，是所有方案中最大的。由此可見在seg1區(qū)段采用不同的壓下分配方案，鑄坯應變的變化趨勢與水平段壓下區(qū)間相同。

圖19 seg1段不同壓下分配的應變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，鑄坯的應變變化較為平緩，應變最大值最小，壓下效果最好，非均勻分配壓下量會使鑄坯應變值增大，進而減小鑄坯在此區(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)的應力應變值在不同區(qū)段內(nèi)呈現(xiàn)周期性波動變化，隨著壓下總量的增加，壓下應力應變最大值增大。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，對比了三種不同壓下區(qū)間方案對鑄坯壓下結(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，會使鑄坯壓下時所受應力應變增大，應變最大值比多區(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，對比了不同壓下分配對鑄坯壓下結(jié)果的影響，并選取seg1段進行驗證，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，因此會產(chǎn)生較大的應力應變，應力均超過4 MPa，也會使鑄坯的窄面鼓肚變形增大。平均分配壓下量的方案，鑄坯的應力應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。