Research on the controlled rolling and controlled colling processes of steel for new MG700 high-strength anchor steel
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摘要: 基于热力模拟实验及相变实验,设计了钒微合金化MG700高强锚杆钢的合理控制轧制及控制冷却工艺,具体为：采用970~1 050 ℃进行粗中轧、800~840 ℃进行精轧的控制轧制工艺,以及采用中轧和精轧之间穿水冷却,控制终冷温度820~850 ℃、精轧后空冷的控制冷却工艺。上述控轧控冷工艺工业试生产结果表明,MG700锚杆钢的屈服强度稳定为720~760 MPa,抗拉强度稳定为885~925 MPa,断后延伸率稳定为17.5%~19.0%,综合力学性能优良。MG700锚杆钢的微观组织以铁素体和珠光体为主,铁素体晶粒直径介于0.60~13.64 μm之间,平均直径约为3.86 μm。研发的新型MG700高强锚杆钢力学性能及微观组织特征满足煤炭行业锚杆用钢的相关标准,可为同类产品的开发提供理论支撑和实践经验。Abstract: Based on the thermal simulation and phase transformation tests, the reasonably controlled rolling and controlled cooling processes of vanadium microalloyed MG700 high-strength anchor steel were designed. The details were as follows. For the controlled rolling processes, rough and intermediate rolling at 970~1 050 ℃ and finishing rolling at 800~840 ℃ were adopted. For the controlled cooling processes, water cooling was adopted between intermediate rolling and finishing rolling, the final cooling temperature was controlled at 820~850 ℃ and air cooling was used after finishing rolling. The above industrial trial results showed that the yield strength of MG700 anchor steel was stable at 720~760 MPa, its tensile strength was stable at 885~925 MPa, its elongation after fracture was stable at 17.5%~19.0% so that its comprehensive mechanical properties were excellent. The microstructure of MG700 anchor steel was mainly composed of ferrite and pearlite. The range of ferrite grain diameter was between 0.60 μm and 13.64 μm with an average diameter of about 3.86 μm. The mechanical properties and microstructure characteristics of the newly developed MG700 high-strength anchor steel met the requirements of the relevant standards for anchor steel in the coal industry, which could provide theoretical support and practical experiences for the development of similar products.
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0 引言
空场法开采目前在我国仍广泛应用，空场法开采将遗留下采空区，采空区地压问题是矿山开采中重要安全问题[1-2].采空区处理是消除大规模地压隐患，保障开采安全的重要手段.采空区处理方案的确定需要对采空区稳定性作出评价，尤其是要确定关键不稳定性区域，以便制定合理的采空区处理方案[3-4].
某金银矿经过多年开采，目前已形成暴露面积约为0.8万m2，体积约为9.5万m3不规则大采空区.为了保护矿产资源，避免地压灾害，确保此采空区周围的安全作业.有必要确定采空区的不稳定区域，并进行地压处理.
确定不规则大采空区的不稳定区域，现场监测虽然真实、可靠，但周期长、工作量大、成本也高；理论分析与经验公式计算简单易行，但很多复杂的地质特征被忽略或简化，解决工程问题误差较大[5].数值模拟与相似模拟结合应用则可以弥补上述不足[6-7].结合某金银矿工程实例，采用数值模拟和相似模拟试验相结合的研究方法，首先对不规则大采空区进行了数值模拟研究，得到采空区围岩位移及应力分布情况，在此基础上，进行了相似模拟试验，分析了采空区围岩变形、破坏规律，最后确定此采空区的不稳定区域，为地压处理方案提供了科学依据.
1 工程背景
金银矿目前已形成高度约80m，顶板斜长约100m的不规则大采空区，此采空区标高从50~166m，贯通154m、132m、111m、94m、78m等中段.顶板跨度及暴露面积比较大，影响空区周围安全作业.考虑到安全兼顾经济利益，需确定不稳定区域并进行处理.矿体围岩主要是中细粒花岗岩.围岩与矿体力学参数见表 1.
表 1 岩石力学参数值
2 数值模拟
根据矿山实际资料，建立了8节点四边形单元二维有限元模型.模型长200m，高60m，节点19642个，单元28571个.在模型左、右两边施加水平约束，底边施加垂直方向约束.
有限元计算结果及分析.先施加覆土层自重载荷，然后开挖.此类不规则大空区顶板破坏主要形式是拉应力破坏.X方向（水平方向）的应力云图与位移矢量图见图 1、图 2.
从X方向的应力云图可知空区的顶板及底板都存在相对较大的拉应力，根据位移矢量图可以清楚显示94m中段的顶板下沉位移最大.底板有向上的位移，推断底板可能出现微量的底鼓.根据空区顶板处的拉应力相对较大及位移量最大，是最先出现破坏的位置，可以初步确定94m中段位置是此空区的不稳定区域.
3 相似模拟试验
有限元数值模拟适用于弹塑性介质，无法模拟顶板变形、开裂、垮塌破坏发展全过程[8-9].因此，借助相似模拟试验[10]可以准确判断开挖过程中顶板最先冒落的位置.这对不稳定区域的确定具有参考依据.
3.1 试验装置及测量手段
试验采用ZYDL-YS120/100岩体平面相似模拟试验系统，模型尺寸：长×宽×高=2000mm×300mm×1200mm.该系统能控制竖向均布载荷和水平载荷，其中最大竖向载荷120kN（最大应力0.2MPa），最大水平载荷100kN（最大应力为0.25kN），变形范围5~80mm.模型表面贴有BE120-5AA胶基应变片，通过BZ2205C静态电阻应变仪进行变形测量.
3.2 模型设计
采空区的平面应力模拟，需满足几何相似、容重相似、应力相似，具体选取如下：
（1）选取几何相似比为1:300，即：
其中LH为实际尺寸；LM为模型尺寸.
根据现场空区大小与几何相似比，确定了模型尺寸.模型尺寸见图 3.
（2）由于岩石围岩的平均容重为2.6t/m3，而模型材料的容重大约为1.7t/m3，故容重相似比为：
其中γH为实际容重；γM为模型材料容重.
（3）应力相似比可由几何相似比和容重相似比计算得到，其具体表达式为：
根据应力相似比计算实际值与模型应力值见表 2.
表 2 实际值与模型应力值
相似材料由分级尾砂和水泥组成.试验前对不同浓度不同灰沙比的试样进行了单轴抗压强度试验.最终选定重量比为1:25的水泥与尾砂作为相似模拟材料，其抗压强度为0.142MPa.
为了解模型在开挖过程中空区的变形规律，本试验采用应变片进行变形测量.根据数值模拟位移云图，选择最佳应变测量位置.应变片布置及对应中段图，见图 4.
3.3 试验过程
试验过程中加压系统加载32.5kN的压力，相当于原型的覆岩层的垂直应力，稳定压力后进行开挖.开挖过程中应变仪每分钟采集一次数据.空区完全形成后，模型无明显的破坏，继续加载至77.79kN，空区垮塌，在此过程中了解模型破坏的规律.
3.4 试验结果及分析
模型空区形成后继续加载过程中，12#应变片位置（即94m中段顶板）首先出现裂纹，见图 5.裂纹宽度1mm左右，长度8.7cm左右.继续加载，25#、26#应变片位置（即132m中段至154m中段中间位置）出现宽度1.2mm左右，长度约10mm的裂纹.随后在不同位置的表面及空区内侧出现裂纹，继续加载，15#应变片位置的空区内侧（即94m中段顶板）首次出现小块体冒落.紧接其它位置也出现块体冒落，直至完全压垮，见图 6.
对应变值进行统计整理，分中段把应变片在相同方向的应变作为纵坐标，对应的载荷值作为横坐标，作在同一张图上，从而相互对比确定不同中段的相对变形.部分中段载荷应变图，见图 7~图 12.
94m中段在垂直方向上9#、11#测点由受压变为受拉.由此看出开挖完成后9#测点处存在微量底鼓，11#测点顶板处有微量下沉.13#测点由受拉变为受压，继续加载，又变为受拉.在水平方向上16#测点开始处于受拉状态，而后一直处于受压状态，应变基本不变.14#和18#测点均一直处于受拉状态，变化趋势相近，应变开始一直增大，到达峰值后逐渐减小.由此可见水平方向也向空区变形，测点在加载后期均有进入塑性破坏的趋势.
111m中段在垂直方向上，只有在15#测点即该中段底板附近应变比较大外，在其他测点应变微小，19#测点在空区形成阶段有明显受压增大趋势，但在后期增加荷载期间受压减小直至变为受拉，17#测点变形相对比较小.在水平方向，18#测点应变较大，后期进入塑性破坏，16#和20#测点在开挖阶段应变有明显的增大趋势，但是随后实验中均有减小的趋势，其中16#一直受压，20#一直受拉.
132m中段在垂直方向上应力变化趋势一致，由受压变为受拉，在开挖阶段均有受拉增大趋势，但后来又随着荷载逐渐增大，19#和23#应变稳定，25#测点变形一直增大.在水平方向变化趋势一致，除在开挖阶段有明显应变增大趋势，后阶段都有减小趋势，但20#一直处于受拉状态，24#和26#由受拉变为受压状态，其中24#测点变形较大.
4 结论
采用数值模拟与相似模拟2种方法来确定某金银矿采空区不稳定区域.技术上可优势互补，结果上可相互印证，不失为一种理想的分析手段.通过2种方法分析得出了以下主要结论：
（1）数值模拟结果显示：94m中段顶板位置位移量最大并存在较大的拉应力.相似模拟试验结果显示：该区域最先出现裂纹及块体冒落，并最先垮塌.由此可以确定该区域为不稳定区域.地压处理时，应优先考虑此区域.
（2）开挖过程中围岩不仅在竖直方向往空区变形，水平方向也向空区变形，底板存在微量底鼓，这都与现场实际相吻合.不规则采空区同一位置开挖过程中受力状态不同，不同位置的受力状态也不同.
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图 1 MG700锚杆钢的热模拟实验和连续冷却转变实验方案：（a）热模拟方案；（b）连续冷却转变实验方案
Fig 1. Thermal simulation and continuous cooling transformation tests of MG700 anchor steel： （a） thermal simulation scheme； （b） continuous cooling transition protocol
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图 2 应变速率为5 s-1时,“真应力-真应变”关系曲线
Fig 2. The “true stress-true strain” relationship curve when the strain rate is 5 s-1
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图 3 应变速率为10 s-1时,“真应力-真应变关系曲线”
Fig 3. The “true stress-true strain” relationship curve when the strain rate is 10 s-1
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图 4 应变速率为20 s-1时,“真应力-真应变”关系曲线
Fig 4. The “true stress-true strain” relationship curve when the strain rate is 20 s-1
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图 5 MG700锚杆钢平衡转变相图
Fig 5. Phase diagram of the equilibrium transformation of MG700 anchor steel
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图 6 不同冷却速率下MG700锚杆钢的微观组织特征：（a）冷却速率为0.1 ℃/s；（b）冷却速率为2 ℃/s；（c）冷却速率为10 ℃/s；（d）冷却速率为20 ℃/s
Fig 6. Microstructure characteristics of MG700 anchor steel at different cooling rates： （a） cooling rate 0.1 ℃/s； （b） cooling rate 2 ℃/s； （c） cooling rate 10 ℃/s； （d） cooling rate 20 ℃/s
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图 7 MG700锚杆钢连续冷却转变曲线
Fig 7. Continuous cooling transformation curve of MG700 anchor steel
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图 8 MG700锚杆钢下线力学性能分布
Fig 8. Distribution of mechanical properties of MG700 anchor steel when offline
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图 9 时效时间对MG700锚杆钢力学性能的影响：（a）时效10 d；（b）时效30 d
Fig 9. Effect of time on the mechanical properties of MG700 anchor steel： （a） duration 10 d； （b） duration 30 d
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图 10 MG700锚杆钢微观组织特征：（a）表面形貌；（b）铁素体晶粒尺寸分布
Fig 10. Microstructure characteristics of MG700 anchor steel： （a） surface topography；（b） ferrite grain size distribution
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图 11 MG700锚杆钢亚结构特征：（a）渗碳体与铁素体交错排列；（b）位错相互缠结
Fig 11. MG700 anchor steel substructure characteristics： （a） cementite and ferrite staggered in arrangement； （b） dislocations entangled with each other
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图 12 MG700锚杆钢析出粒子特征：（a）析出粒子形貌（Ⅰ）；（b）析出粒子形貌（Ⅱ）；（c）典型析出粒子能谱；（d）析出粒子尺寸统计
Fig 12. Characteristics of precipitated particles in MG700 anchor steel： （a） precipitate particle morphology（Ⅰ）； （b） precipitate particle morphology （Ⅱ）； （c） typical precipitated particle energy spectrum； （d） precipitated particle size statistics
表 表 1 铸坯成分和缺陷分析
Table 表 1 Chemical composition and casting defect analysis of the steel billet
炉号 C Si Mn P S V 裂纹 碳偏析 缩孔 1# 0.071 0.85 1.62 0.021 0.023 0.26 1 1.5 3 2# 0.072 0.83 1.65 0.022 0.019 0.25 0 1.5 0 3# 0.069 0.82 1.67 0.020 0.021 0.23 1 0 0 
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[1] 张海军. 新疆八钢锚杆钢产品生产工艺研究[D]. 沈阳:东北大学,2015. [2] 王洪锋,姜军,王嘉,等. 酒钢高强度锚杆钢产品生产技术研究与应用[J]. 山西冶金,2021,189(1):35-37. [3] 郭隆基,何满潮,瞿定军,等. NPR锚杆/索围岩动力响应数值模拟分析[J]. 东北大学学报(自然科学版),2022,43(8):1159-1167. [4] CHEN Y, MENG Q, XU G, et al. Bolt-grouting combined support technology in deep soft rock roadway[J]. International Journal of Mining Science and Technology, 2016, 26(5):777-785.
[5] ZHANG K, ZHANG G, HOU R, et al. Stress evolution in roadway rock bolts during mining in a fully mechanized longwall face and an evaluation of rock bolt support design[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 2015, 48(1):333-344.
[6] BERAHMAN F, BEHNAMFAR F. Probabilistic seismic demand model and fragility estimates for critical failure modes of un-anchored steel storage tanks in petroleum complexes[J]. Probabilistic Engineering Mechanics, 2009, 24(4):527-536.
[7] 邸全康,周玉丽,程四华,等. 600MPa级煤巷支护锚杆钢的开发与质量控制[J]. 煤炭科学技术,2011,39(9):76-80. [8] 杨洪波,康佳,郭龙创,等. 服役环境下TA2/Q235爆炸复合板剪切断口分形表征[J]. 钢铁,2020,55(10):115-119. [9] 刘伟建,王春苗,余璐,等. Q345B低碳高强度钢的高温塑性[J]. 有色金属科学与工程,2015,6(3):61-66,87. [10] 晁月林,周玉丽,程四华,等. 组织对低碳高铬钢腐蚀行为的影响[J]. 钢铁研究学报,2018,30(6):489-497. [11] PAN R, WANG Q, JIANG B, et al. Failure of bolt support and experimental study on the parameters of bolt-grouting for supporting the roadways in deep coal seam[J]. Engineering Failure Analysis, 2017, 80:218-233.
[12] MA F, ZENG Q, LU X, et al. Electrochemical study of stainless steel anchor bolt corrosion initiation in corrosive underground water[J]. Processes, 2021, 9(9):1553.
[13] BURATII N, TAVANO M. Dynamic buckling and seismic fragility of anchored steel tanks by the added mass method[J]. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 2014, 43(1):1-21.
[14] 张友锋,张耀平,王林. 安庆铜矿深部开采-400m隔离矿柱稳定性分析[J]. 有色金属科学与工程,2011,2(6):62-67. [15] 梁洪康,杨铁林,王其胜,等. 锚杆抗拔实验在地下室的运用[J]. 中国设备工程,2022(14):236-238. [16] 郭奇峰,蔡美峰,吴星辉,等. 面向2035年的金属矿深部多场智能开采发展战略[J]. 工程科学学报,2022,44(4):476-486. [17] 康红普,吴拥政,李建波. 锚杆支护组合构件的力学性能与支护效果分析[J]. 煤炭学报,2010,35(7):1057-1065. [18] 寻懋年,齐治畔,刘鹏,等. 超高强锚杆钢CCT曲线的测定与分析[J]. 材料热处理学报,2022,43(3):108-113. [19] 王小东,田亚锋. φ22mm锚杆钢的开发与应用[J]. 冶金与材料,2018,38(5):97-98. [20] 晁月林,周玉丽,程四华,等. 锚杆钢晶粒尺寸与晶界角度的EBSD分析[J]. 金属热处理,2018,43(1):42-45.
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