机械制造及其自动化-外文翻译

1、.板的宽度和厚度在连铸扩张时产生的影响 Jian-xun Fu1,2), Jing-she Li1), and Hui Zhang2)1） 中国，北京100083，北京科技大学冶金和生态工程学院.2） 中国，北京100081，国家连铸技术研究工程中心，中央钢铁研究所（接收于2009年12月27日，修订于2010年1月20日，接受于2010年2月5日）. 摘要：基于二次开发商业软件MSC.Marc，一种三维粘弹性塑料热机械应力模拟耦合的有限元素模型被提出。为了研究在第二冷区中板坯的拓宽，我们进行了数据仿真演算。在板坯拓宽中，板坯的宽度和厚度的影响因素也被考虑在内。研究结果表明,宽度扩大是显而易见

2、的, 并且最终的扩大比例是随着板坯宽度的增加而增加的。这个结论和在实际操作过程中产生的数据是相符的。而当板坯厚度增加时，最终的板坯扩张却没有明显的增加。 关键词：连铸；板坯；扩宽；有限元素模型。1.引言在连铸板坯扩张中，板的宽度被扩张以至于它超出了模具已成了一种现象。在连铸过程的二次冷却中，温度骤降会引起板的收缩。然而事实却是，有时板的宽度甚至比相应模具的入口尺寸还要大。这说明，在板的扩张中还有另一个影响因素。板坯宽度的变化是收缩和扩张之间竞争的结果。板坯拓宽对于精确控制板的尺寸是有害的，对于下面的演算过程会带来一系列的负面影响。到目前为止，关于精确控制铸板尺寸的研究主要集中于铸造侧胀形【1-

3、4】的现象上。最近，Siyasiya et al. 5研究了在冶金中边胀形变形的影响参数。Cui et al. 6 和Chen et al. 7 分析了在冶金中边胀形变形降低柔软度的影响。对于计算方法，Grill et al. 8 创建了二维有限元素模型，Barber et al. 9 研究了弹性变形和微变机理对于板变形的影响，Okamura et al. 10 则分析研究了在二次冷却中板的变形。然而关于板的拓展却有较少的研究报告。在板的拓展中，板的宽度和厚度的影响在本文中通过数值模拟进行了研究，其中所得结果可以通过MaSteel有限公司2号连铸机的实验数据进行验证。1. 有限元素模型2.1.

4、演算模型建立一个关于连铸中二次冷却区的模拟数值的三维模型是非常复杂的。为了简化问题，我们做了如下假设。（1） 忽略板的弯曲平直的影响，把板作为一个线性对象。（2） 对板的仿真、时间、空间、钢材的特点、温度的作用是连续的，忽略板的变形中最初的机械环境的影响。连铸机在二次冷却区分为几个阶段进行。（3） 连铸机和板的热传递和机械作用是对称的，因此以1 / 4的底板和辊的一面进行计算分析是合理的。（4） 板是变形的，辊是僵硬的，它们之间的差距是灵活的。所以辊也被作为计算边界。在这些假设条件的基础上，对整个耦合模型单畴二次冷却区分为6个独立的子模型进行计算分析。把二次冷却区的15段分成六个组。第 5 组

5、 2 段每个组中的与其他 5 段都纳入最后一组完全固化的板坯。2 米板是采取模拟,经过辊给板一定的速度。模拟从第一个连铸机组到最后一个持续进行，前一个连铸机组的演算结果作为初始数据进入下一个机组。根据板在宽度方向的对称性，板的一半在工作中实际上是被模拟的，在平面上通过一个给定的速度向前移动。钢水的静压力作为一种力学边界条件，边界被应用于板的固化前，被解释为零强度温度(ZST强度)的位置考虑诱导凝固偏析和固体分数 （fs） 的影响，温度的单位是，财政司司长就等于 0.8 11，它作为凝固 ZST 地方财政司司长 0.8。在这里，T80是固态和液态的临界温度（T80=ZST）。静压力作用于温度高于

6、T80的单位。传递和接触的边界条件也被应用到模型。Eight-node等参元素被用来做几何的离散化计算领域模型。板坯的元素数量是4500,节点数目是5250。图1显示方案的第三局和第六组连铸机。图1 .有限元素模型的第三局 (a)和(b)组第六组连铸机。2.2.本构方程 决定精确分析铸板压力模型的关键因素包含于板的本构方程中。这些因素是传热、机械载荷、应力松驰、塑性应变，它们都是依赖于时间的。因此，是随时间变化的本构方程是：(1)总的应变比涉及弹性应变比 、 塑性应变比 ，温度应变比 非弹性应变比 组成独立于时间的塑性应变和依赖于时间的蠕变变形的贡献。为了合理模拟铸板在连铸中的行为，用于表示非

7、弹性应变，广义的本构方程被称作最后模型：(2)代表目前的应力状态, 代表弹性变化代表温度为了得到钢在不同温度和应变比率条件下的压力，使用了塑性变形随时间变化的本构方程：在 的等效的塑料应变比率，变形，气体常量，等效的应力， 强度因子，激活能量等效的塑料应变，应变硬化指数、 和 、 和 是常量。,碳钢时塑料，应变硬化观察到。可能的应变硬化系数索取以下公式：这项工作，在用户程序中包括应变硬化，硕士弹塑性模型中系数。马克描述的连铸板坯高下的粘弹塑性温度。2.3.模拟参数模拟的所有参数为马钢集团的 2 号连铸机的参数公司，如下所示。Tl = 1513 ° C ；斜线号温度 Ts = 1446

8、.0 ° C ；T80 =1459.6 ° C ；环境温度： 25 ；辊温度：100 ° C ；接触传热系数: 25.0带 (m·K) 12 ；分数的系数： 0.3 12 ；距离公差：0.01 12.连铸机的参数表中列出。1. 系数的热膨胀系数，杨氏模量弹性，和钢变化的泊松比温度显示在图 2 和 3 13-14图 2.Q235钢热胀系数。 图3.Q235钢杨氏弹性模量及泊松比 .3.结果与讨论3.1.模拟结果 测量板扩大，极限的比例，扩大 ，摩擦 被定义为 凡W 是板，计算的宽度毫米 ；t反映了扩大的定义的宽度的板擦毫米。较定义的板坯宽度的程度。 跟踪板

9、的一个节点，并记录宽度，所以在不同位置的二次冷却板宽度可以获得区域。可以从派生的摩擦板坯宽度计算。钢的计算的龃龉Q235 板坯断面的 2000 毫米 × 230 毫米，1.0 米/分的速度是如图 4 所示。由此可见，擦到另一个，从一段变化和值是在整个二次冷却区 0。这意味着板扩大发生。范围内的第一个擦增加五段，并达到后逐渐下来然后到最大的第六段的位置。附近第十段，碰摩降低顺利。图 4.钢 Q235 整个二次冷却区 第六段中的板坯宽度取决于对胀形板的大波动的最大值厚度方向。图 5 显示了计算的变形板厚度方向。外壳板具有低屈服强度和高可塑性 ；因此，板点接触滚子是沮丧和形成在两个滚筒之间

10、缝隙胀。类似周期膨胀，板坯的宽度成周期性波动。 计算的扩大和鼓包的板第六部分是如图 6 所示。它显示的是明显的相互关系中胀厚度方向的宽度和扩大。中的位置观察将最小的鼓板介绍最大的扩大。这是因为萧条板厚度方向有助于扩大板宽度方向。图 5板与滚筒之间板坯变形和影响图 6第六段计算在不同时间板坯扩大和变形3.2.对扩大板坯宽度的影响 230 毫米砖的 Q235 铸件在不同宽度被模拟的 1.0 米/分的速度。擦不同段如图 7 所示。图 7 显示板的粗略计算 增加宽度的增加。最大值分别为 1.27%、 1.36%和 1.44%。磨在连铸机的出口 0.63%、 0.70%和 0.76%，分别是没有明显增加

11、的板擦越来越多的宽度，但所增加的扩大大小是明显的。总括来说，大宽板有伟大的扩大。在相同的条件下宽板具有更大扩大比窄板的复合图 7.在不同的领域不同板计算的摩擦 温度和应力的影响。相比全板、 窄板有较大范围的热流量分布并因此更大的等效塞氏应力，但更广泛的板有更多焓移走。所以在窄板坯连铸机的相同位置，具有更高屈服强度和较低的可塑性及凝固是能抵御很大的压力。计算的等效冯塞斯应力的第五次会议的板部分显示图 8 三板。计算的温度场三个板是图 9 所示。这两个中的数据数字显示上述分析。3.3.对扩大板厚度的影响 研究对扩大，板厚度的影响2050 毫米 Q235 板的 230 和 250 毫米的厚度铸造 1

12、.0 米/分的速度被模拟如下所示在图 10。它可以从图 10 的计算扩大两板是不同略。" 最大的摩擦分别为 1.4%和 13.8 %250 and230 毫米厚板。磨是 0.74%和 0.71 %连铸机的出口。差异扩大是两个面板之间只是 0.6 毫米，这是因为膨胀增加一点改变厚度。最后，在有明显的区别扩大和不同板擦厚度。 图 8等效塞氏应力的板条三个板的曲线图图 9在温度场三个板的曲线图图 10不同的两个板厚度的摩擦曲线4.模拟结果的核查 要验证的获得的模拟结果扩大在马钢集团公司的 2 号连铸机铸板的是用来衡量。在线测量系统设计测量的精度为 1 毫米的板坯宽度。在系统，数字照相机用于

13、红外拍照热合板，和安装的软件，可以读取数据从照相机在预设的频率的数据卡。然后，软件的图形模块组成热的图像根据颜色畸变和保存为图像板图像文件。数字相机被固定以上的施法，退出而实验板钢级 Q235。"参数的连铸机和被测量的结果在表 2 中列出。表 2，板的实测和计算宽度注： 测量的板扩大是测量的板坯宽度和模具，而计算出的上部宽度之间的区别板坯扩大是计算的宽度与定义的宽度。在线测量的摩擦大于模拟所有的实验板的结果。这是因为在实验中的冷板的预设的宽度是大小模具。上的大小始终大于定义的宽度。2050 毫米，宽度是预设的板2081.3 毫米的模具上的宽度。这就使1.56%的差距在扩大。采取这种差

14、异考虑到实验结果同意好的模拟的情况。5.结论（1）在板坯拓宽中，板坯的宽度和厚度的影响由MSC.Marc商业软件通过数据模拟进行了研究。（2）模拟结果表明,稍微增加摩擦，板宽也会相应增加,并且板宽的拓宽是显而易见的。在实践中，仿真结果与实测数据基本一致。（3）在板的拓展中，板厚度的影响并不明确。6.参考文献：1 S.E. Royzman, Shrinking stresses in a solidifying continuous。slab, Steel Technol. Int., 5(1994), p.123.2 H. Fujii, T. Ohashi, and T. Hiromoto,

15、On the formation of internal cracks in continuously cast slabs, Trans. Iron Steel Inst.Jpn., 18(1978), No.8, p.510.3 S.Y. Chen, G.W. Chang, J.Z. Wang, and C.J. Wu, Effects of correlative factors on the interdendritic melt flow brought by the bulge in continuous casting slabs, J. Univ. Sci. Technol.B

16、eijing, 15(2008), No.4, p.407.4 G.S. Zhu, X.H. Wang, H.X. Yu, and W.J. Wang, Strain in solidifying shell of continuous casting slabs, J. Univ. Sci.Technol. Beijing, 10(2003), No.6, p.26.5 C. Siyasiya, G.T. van Rooyen, and W.E. Stumpf, Metallurgical factors that affect the strand width during continu

17、ous casting of DIN 1.4003 stainless steel, J. S. Afr. Inst. Min.Metall., 105(2005), No.7, p.473.6 L.X. Cui, J.Q. Zhang, Z.P. Chen, et al., Analysis of temperature profiles in slab casting moulds with a coupled thermalmodel, Iron Steel, 39(2004), Suppl., p.710.7 Z.P. Chen, N.L. Cheng, L.X. Cui, et al

18、., Application of dynamic soft reduction for slab casting in Meishan Steel, IronSteel, 39(2004), Suppl., p.457.8 A. Grill and K. Schwerdtfeger, Finite element analysis of bulging produced by creep in continuously cast steel slabs,Ironmaking Steelmaking, 6(1979), No.3, p.131.9 B. Barber, B.A. Lewis,

19、and B.M. Leckenby, Finite element analysis of strand deformation and strain distribution in solidifyingshell during continuous slab casting, Ironmaking Steelmaking, 12(1985), No.4, p.171.10 K. Okamura and H. Kawashima, Three-dimensional elastoplastic and creep analysis of bulging in continuously cast slabs, ISIJ I