, 宁新禹1, 李方坡2, 李海军1 1. 东北大学 轧制技术及连轧自动化国家重点实验室, 辽宁 沈阳 110819;
2. 中国石油集团石油管工程技术研究院 石油管材及装备材料服役行为与结构安全国家重点实验室, 陕西 西安 710077
收稿日期：2020-12-28
基金项目：国家重点研发计划项目(2017YFB0305103); 辽宁省自然科学基金资助项目(2020-MS-078); 中国石油天然气集团有限公司科学研究与技术开发项目(2019B-4014, 2018E-2101)。
作者简介：王斌(1984-), 男, 辽宁锦州人, 东北大学讲师, 博士。
摘要：基于“温度-形变”耦合控制的高渗透差温轧制技术，通过DEFORM有限元软件研究了差温轧制过程中轧制前强水冷与轧制压下率对铸坯芯部缩孔压合的影响规律.研究结果表明，温度梯度是金属变形流动的主要影响因素之一，增加水冷时间等工艺条件可以提高铸坯芯表温差，获得较大温度梯度，有效提升轧制变形渗透性；在提高铸坯温度梯度的条件下，通过增加单道次轧制压下率可以进一步提高铸坯芯部金属流动性，促进孔洞压合，改善铸坯内部质量.
关键词：高强钢差温轧制压下率孔洞压合数值模拟
Numerical Simulation of Void Closure in the Core of Continuous Casting Steel During Temperature Gradient Rolling Process
WANG Bin1
, NING Xin-yu1, LI Fang-po2, LI Hai-jun1 1. State Key Laboratory of Rolling and Automation, Northeastern University, Shenyang 110819, China;
2. State Key Laboratory for Performance and Structure Safety of Petroleum Tubular Goods and Equipment Materials, CNPC Tubular Goods Research Institute, Xi'an 710077, China
Corresponding author: WANG Bin, E-mail: wangbin@ral.neu.edu.cn.
Abstract: Based on the high permeability temperature gradient rolling technology by temperature-deformation coupling control, the effects of the intensive water cooling before rolling and rolling reduction ratio on void closure in the core of the bloom were studied by numerical simulation using DEFORM software. The results show that temperature gradient greatly affects the deformation flow of the bloom. Increasing the water-cooling time increases the temperature difference between the core and the surface of the continuous casting steel, which leads to a larger temperature gradient, so that the deformation permeability of rolling can be enhanced effectively. Moreover, an increasing reduction ratio of the single-pass rolling combined with the temperature gradient can further increase the deformation flow in the core of the bloom, which promotes the void closure, so that the quality of the continuous casting steel can be greatly improved.
Key words: high strength steeltemperature gradient rollingreduction ratiovoid closurenumerical simulation
高品质大断面钢铁产品作为国民经济发展的重要支撑材料，广泛应用于交通运输、机械制造、石油化工、桥梁建设、压力容器等工业领域，但随着截面尺寸增加，铸坯凝固过程冷却条件恶化，导致内部缺陷显著增加，严重地破坏了材料的连续性，降低了材料的抗疲劳和抗断裂性能.传统轧制工艺往往采用增大道次压下率的方法提高大截面金属坯料的变形渗透性以促进芯部孔洞愈合[1]，改善内部质量.然而，在热轧过程中，轧制压下量受限于轧机能力以及产品规格要求等因素，且过大的压下量会引起边部裂纹等问题，因此单道次压下量不宜超过30%，这导致铸坯芯部的缩孔缩松等缺陷难以完全消除.
为解决上述问题，近些年来国内外****对此类问题进行了大量的研究.根据Chen等的研究[2]，大压下量轧制对铸坯孔洞压合过程有着促进作用；Zhao等[3]的研究指出总压下量相同时，单道次大压下量轧制比多道次轧制更有利于芯部孔洞的压合.除了轧制工艺因素，轧件的温度梯度也起着重要作用，Banaszek等[4]通过对2D模型的分析指出，合适的变形温度对孔洞压合有促进作用；?verstam等[5]和Park等[6]的研究表明工件具有较低的表面温度，有助于工件中心线孔洞的闭合；Li等[7-8]使用两辊轧机在连铸末端对完全凝固的连铸坯实施单道次大压下量轧制，研究证明，较大的压下量和合适的铸坯温度梯度有利于铸坯中心孔洞缺陷的闭合.除此之外，徐斌等[9]的研究结果指出，应变速率、孔洞尺寸等因素对孔洞的闭合基本没有影响；李殿中等[10]指出，使变形集中于坯料中心区域，可有效促进内部缺陷的愈合.
基于以上背景，本文针对大截面连铸坯的轧制工艺过程，采用“温度-形变”耦合控制高渗透差温轧制技术，将超快速冷却设备设置于近轧机位置，充分利用超快速冷却工艺，对在加热炉中均热后的铸坯进行在线冷却，促使钢坯“芯-表”形成大梯度温差，通过轧制前强水冷与轧制负荷分配相结合，有效增加轧制渗透性.本文主要研究了含V高强钢的铸坯在高渗透轧制技术的工艺条件下，轧制过程中的芯部孔洞压合过程的有限元模拟，得到了不同冷却条件下的温度梯度分布规律，以及不同轧制工艺下的芯部孔洞压合情况.经过差温轧制的铸坯芯部质量得到改善，促进了铸坯孔洞的压合，打破了对后续热加工中高压缩比的限制条件，提高了生产效率.相关规律研究为铸坯内部质量改善工艺提供了理论依据和技术指导.
1 实验材料和研究方法1.1 实验材料本研究中实验材料为某钢厂生产的含V高强钢，其化学成分(质量分数，%) 为C 0.165, Si 0.53, Mn 1.45, P 0.004, S 0.002, V 0.063.本实验采用Gleeble-3800热力模拟实验机进行单道次压缩，得到了实验钢的单道次压缩真应力-应变曲线，热模拟压缩试验的温度范围和应变速率范围分别为850~1 100 ℃和0.5~10 s-1.在本研究的工艺条件下，应力-应变曲线全部为动态再结晶型，即当压缩变形开始时，因为动态回复产生的软化作用小于形变强化产生的硬化作用，此时压缩应力随着变形量的增加而升高，随着压缩过程的进行，形变强化作用逐渐降低，应力增幅会逐渐减缓，当压缩过程进行到一定程度后，实验钢材发生动态回复以及动态再结晶等软化现象，动态软化的作用逐渐超过形变强化的作用，材料的变形抗力减小.
选择Norton-Hoff本构模型，对实验钢建立高温黏塑性本构模型，描述钢的应变和应力之间的关系，并通过非线性回归确定材料系数，如式(1) 所示.实验曲线与模型数据之间的对比如图 1所示，模型的相关系数R为0.980.
图 1(Fig. 1)
 | 图 1 不同变形条件下的预测应力与测量结果的比较Fig.1 Comparison of the predicted and measured stresses under different deformation conditions (a)— =0.5 s-1; (b)—=1 s-1; (c)—=5 s-1; (d)—=10 s-1. |
 | (1) |
1.2 热-力耦合有限元模型本文选用截面尺寸为300 mm×360 mm的铸坯作为研究目标.在加热炉中均热后的铸坯经过轧前强制水冷后进行大压下量轧制，如图 2所示，冷却部分计算了经过冷却水作用后的高温铸坯温度场，并将该温度场作为后续大压下量轧制的初始温度场.在温度场计算阶段，使用ABAQUS建立了3D热传导模型，考虑到铸坯轧制过程的对称性，取其1/4作为模拟模型，以减少模拟计算量，采用四面体网格对目标模型离散化.根据所研究材料的化学成分，通过JMatPro软件计算得到热导率、比热容、密度、弹性模量、泊松比等物理参数随温度变化曲线，其中弹性模量和比热容如图 3所示，热导率、密度、泊松比的变化范围如表 1所示.铸坯的初始温度为1 100 ℃，冷却区的等效对流系数考虑了冷却水流量和热辐射等因素的影响，冷却水和环境温度均设为25 ℃，换算后的等效换热系数设为2 000 W/(m2· ℃).
图 2(Fig. 2)
 | 图 2 轧前冷却工艺Fig.2 Schematic of cooling process before rolling |
图 3(Fig. 3)
 | 图 3 含V高强钢的热物理参数Fig.3 Thermal-physical parameters of V-containing high strength steel |
表 1(Table 1)
 表 1 热物理参数变化范围Table 1 Range of thermal-physical parameters of the tested steel
| 表 1 热物理参数变化范围 Table 1 Range of thermal-physical parameters of the tested steel |
轧制过程采用有限元模拟软件DEFORM-3D建立热-力耦合有限元模型，针对无缺陷的铸坯和包含预制孔洞的铸坯，根据不同的冷却工艺分别进行不同轧制压下量的模拟，工艺参数如表 2所示.包含预制孔洞的铸坯轧制过程模型如图 4所示，将轧辊定义为刚体，直径为950 mm，轧制速度为1.5 m/s，将铸坯定义为塑性体，在铸坯中心线上预设直径为4 mm的球形孔洞，使用四面体网格对工件进行网格划分，对孔洞周围的网格进行了局部网格细化以降低模拟计算量，单元体数量为42 839，并根据温度场计算的结果，通过编辑key文件中节点数据定义铸坯的温度场.在变形过程中考虑了工件自身的热传导、铸坯的热辐射以及轧辊与铸坯之间的摩擦与热传递.根据钢坯热轧过程的边界条件，将轧辊与铸坯之间的接触定义为剪切摩擦，摩擦系数为0.7，轧制过程中轧辊与轧件之间的热传导率为5 800 W/(m2· ℃)，铸坯与空气之间的热对流系数为20 W/(m2· ℃).
表 2(Table 2)
表 2 冷却与轧制工艺参数Table 2 The parameters in cooling and rolling process
| 表 2 冷却与轧制工艺参数 Table 2 The parameters in cooling and rolling process |
图 4(Fig. 4)
 | 图 4 轧制过程有限元模型Fig.4 Finite element model of the rolling process |
2 结果与讨论2.1 轧制过程应力-应变场的变化规律根据不同冷却工艺下的铸坯温度场计算结果，在铸坯垂直于中心线且沿Z轴方向(厚度方向) 的线上取若干等距离点，根据有限元节点的计算结果，得到铸坯内部沿着Z轴方向的温度和变形抗力分布，如图 5所示.按不同冷却工艺冷却后的铸坯温度如图 5d所示，随着冷却时间的增加，铸坯的芯部和表面温差显著提高，但从距离为0的位置到距离为70 mm的位置，不同冷却工艺下的铸坯的温度相同，距芯部的距离大于70 mm时，随着距离的增加温度梯度变大.这是由于金属传热有极限，短时快冷可以有效冷却铸坯的表层，但对铸坯芯部温度的影响有限，这也是最外层金属温度梯度最大，距离表面越远金属的温度梯度越小的原因.轧制过程中的金属变形抗力分布如图 5e所示，铸坯的变形抗力与温度有着相似的规律，当距离在0~70 mm之间时，金属的变形抗力相同，当距芯部的距离大于70 mm时，冷却后的铸坯金属变形抗力随着距离的增加而增加，而等温工艺下的铸坯金属变形抗力先增加后减小.
图 5(Fig. 5)
 | 图 5 铸坯温度与变形抗力分布Fig.5 Distributions of temperature and deformation resistance of the bloom (a)—冷却20 s铸坯温度分布; (b)—冷却40 s铸坯温度分布; (c)—冷却60 s铸坯温度分布; (d)—铸坯内部厚度方向温度分布; (e)—铸坯内部厚度方向变形抗力分布. |
金属热变形过程中，其变形抗力的大小取决于塑性变形过程中的温度、变形工艺等物理条件，对于本研究中的含V高强钢，由等式(1) 可知，变形抗力是应变速率、应变和温度的函数.根据已有研究[11]，在高温热轧的过程中，变形量一定时，应变速率
 | (2) |
由以上可知，当轧制工艺不变时，温度是材料变形抗力的主要影响因素，且随着温度的上升，材料的变形抗力降低.因此，由于轧制前的快速冷却，铸坯表层温度降低，金属的变形抗力增加，芯部仍然保持较高的温度，此时的铸坯表层硬、芯部软，轧制可有效渗透至铸坯的芯部.图 5e中，等温工艺下的铸坯变形抗力变化较小；而经过冷却后的铸坯，随着冷却时间的增加，铸坯外层金属的变形抗力显著增加，因此会有效促进变形渗透至铸坯芯部.
由于芯部与表层金属的变形抗力不同，不同冷却工艺下的铸坯经过25%压下率的轧制后，会产生不同程度的变形，如图 6所示，未冷却的铸坯经单道次轧制后侧表面呈双鼓形，冷却后的铸坯单道次轧制后侧表面呈单鼓形，且随着冷却时间的增加，鼓形特征更加显著.轧制过程中均热铸坯轧制截面变形主要集中在表面，芯部的塑性变形明显小于表面，存在难变形区.随着冷却时间的增加，铸坯表层金属的屈服强度提高，芯部的等效应变水平也明显增加，等效应变从0.342提高到0.451，芯部的变形情况得到明显改善.显然，通过“温度-形变”工艺可以促进铸坯内部金属流动，将轧制变形渗透到芯部，从而改善变形条件，降低难变形区的影响，达到更好的芯部孔洞压合效果.
图 6(Fig. 6)
 | 图 6 不同冷却工艺的铸坯的等效应变分布Fig.6 Effective strain distributions in the blooms after different cooling processes (a)—均热; (b)—冷却20 s; (c)—冷却40 s; (d)—冷却60 s. |
2.2 冷却强度对铸坯芯部孔洞压合效果的影响在不同的冷却工艺下，铸坯的变形抗力分布不同，对不同工艺条件下的无孔洞铸坯芯部等效应变进行对比，如图 7所示.对相同冷却工艺下的铸坯进行不同压下量的轧制，随着压下量的增加，铸坯芯部的等效应变显著提升，这表明提高压下量是增加芯部变形量的有效手段.然而，在实际生产过程中，受限于轧机的能力以及产品规格的要求，单道次压下率不宜超过30%，因此不能只依靠增加压下量来提高芯部变形.当压下量一定时，冷却时间更长的铸坯可在芯部产生更大的等效应变.当冷却时间由20 s增加至60 s时，对于轧制压下率为10%的铸坯，芯部等效应变从0.126增加至0.145，增幅为15%；而当压下率为20%时，等效应变从0.28增加至0.33，增幅达到了18%.显然，增加冷却时间会增加铸坯表层冷却区域的厚度，并使表层金属的温度进一步降低.因此增加冷却时间会使铸坯外层“硬壳”的厚度和硬度增加，能有效地增加轧制变形渗透性，在芯部产生更大的应变.
图 7(Fig. 7)
 | 图 7 不同冷却时间和压下率下的铸坯芯部等效应变对比Fig.7 Comparison of effective strain of the core of the blooms under different cooling time and reduction ratio |
金属材料孔洞的愈合可分为孔洞的压合和界面焊合两个阶段，球形孔洞的压合会经历从球形变为椭球形, 然后随着轧制过程的继续，直至上下两界面接触的过程[13].孔洞的压合是焊合的前提条件，孔洞压合情况可用孔洞压合指数Gm进行分析，如式(3) 所示[14].
 | (3) |
从材料成型的观点来看，平均应力只能引起材料的体积变化，而不能改变材料的形状；等效应力则是衡量材料屈服状态的一个重要参量.应力三轴度是一个无量纲的参量，作为一个复杂应力状态下的参量，在压缩状态时始终为负.由式(3)可知，较低的应力三轴度或较大的等效应变增长速率都有利于孔洞的压合.不同冷却工艺的无预制孔洞铸坯在压下量相同的轧制过程中，芯部应力三轴度的相反数与等效应变的变化如图 8a所示，冷却工艺可以在应力三轴度和等效应变增长速率两个方面促进孔洞的压合过程.对冷却时间0~60 s的无预制孔洞铸坯，分别进行不同压下量轧制工艺下的模拟，并对铸坯芯部孔洞压合指数进行对比，如图 8b所示.随着冷却时间的增加，轧制压下量与孔洞压合指数Gm的曲线斜率增加越快.当压下率为15%时，均热铸坯和冷却60 s的铸坯，压合指数Gm分别为0.039和0.175，相较于均热铸坯，经冷却60 s的铸坯芯部Gm增加了0.136；当压下率为25%时，均热铸坯和冷却60 s的铸坯Gm则分别为0.116和0.432，相较于均热铸坯，经冷却60 s的铸坯芯部的Gm增加量达到0.316.压下率从15%提高到25%，冷却60 s的铸坯芯部孔洞压合指数Gm的增加量明显大于均热铸坯.这表明，由于轧制前冷却产生的“硬壳”，增加轧制压下量产生的芯部孔洞压合效果被放大，进一步促进了芯部孔洞的压合.因此，增加相同的压下量时，冷却时间更长的铸坯Gm值提升更加显著，即增加铸坯冷却时间，可以在轧制过程中获得更好的芯部孔洞压合效果.
图 8(Fig. 8)
 | 图 8 孔洞压合参数Fig.8 Parameters of void closure (a)—10%压下率的应力和应变参数; (b)—不同工艺下的孔洞压合指数对比. |
将变形前后的孔洞体积之比定义为体积残余率η，如式(4) 所示，其中V为变形后的孔洞体积，V0为孔洞的初始体积[15].对不同冷却工艺下的铸坯进行压下率为10%的轧制，根据完全显示模拟结果，铸坯芯部的预制孔洞压合情况如图 9所示，孔洞的残余体积分别为93.98%, 88.57%, 80.54%, 73.59%.显然，轧制压下量相同时，较长的冷却时间可以提高芯部的应变水平，获得更好的孔洞压合效果.
图 9(Fig. 9)
 | 图 9 不同冷却工艺下的孔洞压合效果对比Fig.9 Comparison of the characteristics of void closure in the slabs under different cooling processes (a)—均热; (b)—冷却20 s; (c)—冷却40 s; (d)—冷却60 s; (e)—孔洞压合效果对比. |
 | (4) |
表 3(Table 3)
表 3 不同工艺下的孔洞压合效果Table 3 Characteristics of void closure in the blooms under different processes
| 表 3 不同工艺下的孔洞压合效果 Table 3 Characteristics of void closure in the blooms under different processes | ||||||||||||||||||||||
3 结论1) 采用“温度-形变”耦合控制高渗透差温轧制技术，通过轧制前强水冷与轧制大压下率相结合，可以有效增加轧制渗透性，促进铸坯芯部孔洞的压合；提高冷却时间和轧制压下量是促进芯部孔洞压合的有效手段.
2) 当轧制压下量一定时，随着轧制前冷却时间的增加，铸坯表层金属的屈服强度提高，芯部的等效应变水平也明显增加，通过“温度-形变”耦合控制工艺可以促进铸坯内部金属流动，提高轧制变形渗透性，降低难变形区的影响，达到更好的芯部孔洞压合效果.
3) 对于无冷却的铸坯，当轧制压下率达到40%时，芯部的孔洞型缺陷完全消失，而对于经过40 s冷却的铸坯，30%的压下率即可达到相同的效果，冷却时间越长，芯部孔洞型缺陷闭合所需的临界压下量越小.
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