熱軋層流冷卻對(duì)帶鋼板形的影響仿真分析

張 藝 李洪波 余志龍，3

(1：國(guó)家知識(shí)產(chǎn)權(quán)局專利局專利審查協(xié)作北京中心 北京100190；2：北京科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 北京100083；3：北京北方微電子基地設(shè)備工藝研究中心有限責(zé)任公司 北京100176)

·技術(shù)分析·

熱軋層流冷卻對(duì)帶鋼板形的影響仿真分析

張 藝①1李洪波2余志龍2，3

(1：國(guó)家知識(shí)產(chǎn)權(quán)局專利局專利審查協(xié)作北京中心 北京100190；2：北京科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 北京100083；3：北京北方微電子基地設(shè)備工藝研究中心有限責(zé)任公司 北京100176)

為分析某熱連軋生產(chǎn)線在開卷后出現(xiàn)的拱背或縱切分條后出現(xiàn)的翹曲問(wèn)題，建立ANSYS有限元仿真分析模型，分析層流冷卻過(guò)程的帶鋼溫度分布和內(nèi)應(yīng)力情況。在確定邊界條件時(shí)，采用FLUENT軟件對(duì)帶鋼水冷換熱過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值仿真分析，得到換熱系數(shù)。利用ANSYS模型仿真分析了層流冷卻上下水比、前段和后段主冷模式以及初始橫向溫度分布對(duì)帶鋼內(nèi)應(yīng)力分布的影響，并根據(jù)分析結(jié)果，采取了改變上下水比、后段主冷模式，改善精軋橫向溫度不均勻分布等措施，使得拱背和縱切翹曲導(dǎo)致的板形缺陷改判率由4.2%降低到1.05%。

熱軋 層流冷卻 板形 內(nèi)應(yīng)力 有限元

熱軋帶鋼的軋后層流冷卻是提高鋼鐵材料性能和實(shí)現(xiàn)鋼種開發(fā)的重要工藝手段[1]。同時(shí)，層流冷卻過(guò)程造成的帶鋼溫度分布不均勻也成為影響帶鋼成品板形的重要因素。隨著對(duì)熱軋帶鋼板形精度要求的日益提高，層流冷卻對(duì)溫度不均勻分布并進(jìn)而對(duì)板形產(chǎn)生的影響也越來(lái)越受到重視[2]。

王洪彬[3]、程杰鋒[4]、肖湖福[5]、徐小青[6]等采用有限差分法或有限單元法分析了層流冷卻后的溫度場(chǎng)分布；蘇艷萍[2]、Zhou Zhongqing[7]、Wang Xiaodong[8]、陳銀莉[9]等分析了層流冷卻后溫度場(chǎng)分布與帶鋼內(nèi)應(yīng)力之間的關(guān)系，分析了層流冷卻對(duì)板形的影響；王洪彬[3]、程杰鋒[4]、王曉東[10]等在研究過(guò)程中還考慮了層流冷卻過(guò)程中相變的作用。

中國(guó)某熱連軋機(jī)生產(chǎn)線的某熱軋產(chǎn)品，在開卷后常出現(xiàn)拱背或縱切分條后翹曲的問(wèn)題，根據(jù)之前的文獻(xiàn)分析，認(rèn)為與層流冷卻后的帶鋼溫度不均勻分布有關(guān)。因此針對(duì)典型品種規(guī)格的層流冷卻過(guò)程，建立了仿真分析模型，研究層流冷卻工藝對(duì)內(nèi)應(yīng)力的影響，為生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)提出板形問(wèn)題解決方案提供理論參考。

1 有限元仿真模型的建立

1.1 模型簡(jiǎn)化和物理模型建立

在實(shí)際層流冷卻過(guò)程中，帶鋼在冷卻階段經(jīng)歷不同的冷卻區(qū)域，邊界條件也隨之變化，這無(wú)疑增加了仿真計(jì)算的難度。參照前人研究方法，在建模時(shí)假定帶鋼在冷卻過(guò)程中靜止不動(dòng)，而熱邊界條件在帶鋼表面移動(dòng)[7，11]。

建立長(zhǎng)度為1000mm，寬度為1800mm，厚度為9.8mm的帶鋼幾何實(shí)體模型。采用8節(jié)點(diǎn)六面體單元網(wǎng)格劃分，單元類型選取實(shí)體單元Solid70。由于帶鋼上下表面受到冷卻水射流沖擊發(fā)生換熱，因此采用映射網(wǎng)格非均勻劃分，由心部到表面網(wǎng)格逐漸變密，具體模型如圖1所示。

圖1 模型建立及網(wǎng)格劃分

1.2 邊界條件的確定

層流冷卻過(guò)程是一個(gè)非穩(wěn)態(tài)的傳熱過(guò)程，這個(gè)過(guò)程中包括熱傳導(dǎo)、熱對(duì)流和輻射換熱三種基本方式。合理的確定各種邊界條件是提高仿真模型計(jì)算精度的關(guān)鍵。

高溫帶鋼在空冷的時(shí)候，主要的換熱是帶鋼與環(huán)境空氣之間的對(duì)流換熱，以及帶鋼對(duì)外界的輻射換熱。兩種換熱同時(shí)進(jìn)行，因此其綜合換熱系數(shù)可表示為：

(1)

式中hr—空冷輻射換熱系數(shù)，W/(m2·K)；hc—對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；Ts—帶鋼的表面溫度，K；T∞—帶鋼的環(huán)境溫度，K；σ—Boltzmann常數(shù)，取5.67×10-8W/(m2·K4)；ε—帶鋼的輻射率，取0.8。

帶鋼經(jīng)過(guò)水冷區(qū)，冷卻水在帶鋼表面形成射流沖擊區(qū)和穩(wěn)態(tài)膜沸騰區(qū)，且上下表面差異較大需分別處理。因此，分為帶鋼上表面射流沖擊換熱、下表面射流沖擊換熱和穩(wěn)態(tài)沸騰區(qū)換熱三部分。采用FLUENT軟件對(duì)帶鋼水冷換熱過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值仿真分析，初始條件如表1所示。仿真得到的換熱系數(shù)分布圖如圖2所示。

表1 數(shù)值仿真的初始條件

1.3 材料物性參數(shù)的確定

材料物性參數(shù)是隨著溫度而變化的，對(duì)計(jì)算結(jié)果有很大影響。其中導(dǎo)熱系數(shù)、比熱等需要通過(guò)模擬實(shí)驗(yàn)來(lái)確定，結(jié)果如表2所示。

為了簡(jiǎn)化計(jì)算模型，在熱應(yīng)變?cè)隽恐袑⑾嘧冊(cè)隽繐Q算進(jìn)去，即在熱膨脹系數(shù)的基礎(chǔ)上加上相變導(dǎo)致的膨脹部分。根據(jù)帶鋼冷卻過(guò)程中的組織轉(zhuǎn)變模擬模型計(jì)算，得到組織轉(zhuǎn)變后的成分是92.63%鐵素體，6.93%的珠光體，0.46%的馬氏體。通過(guò)考慮組織成分轉(zhuǎn)變的影響，得出了考慮相變因素的材料物性參數(shù)隨溫度的變化規(guī)律如表3所示。

1.4 初始溫度場(chǎng)的確定

熱軋帶鋼精軋結(jié)束后，已經(jīng)具有了特定的溫度分布，作為初始條件，在計(jì)算時(shí)首先加載溫度分布。

圖2 換熱系數(shù)分布圖

在精軋機(jī)出口處采用紅外熱像儀對(duì)帶鋼的橫向溫度進(jìn)行測(cè)量，并利用最小二乘法對(duì)實(shí)際的表面溫度場(chǎng)進(jìn)行曲線擬合，作為初始溫度的輸入。

表2 導(dǎo)熱系數(shù)、比熱隨溫度變化關(guān)系的確定

圖3 熱像儀熱像圖及橫向溫度分布

溫度/℃4005006007008009001000密度/kg/m37850泊松比0.3彈性模量/GPa176168160153145137129熱膨脹系數(shù)13.614.314.615.415.916.717.5屈服極限/MPa—220——203—165塑性模量/MPa—115——111—111

圖3為某卷帶鋼的橫向溫度分布測(cè)量結(jié)果，可以看出，帶鋼的寬度方向溫度存在較大的溫度差，且邊部溫降較大。

1.5 層流冷卻工藝條件

仿真模型是以某熱軋廠某鋼種的實(shí)際軋制工藝條件為計(jì)算基礎(chǔ)的，層冷前溫度850℃，終冷溫度620℃，冷卻水溫度20℃。

冷卻策略包括前段主冷模式和后段主冷模式：

1.5.1 前段主冷模式

當(dāng)產(chǎn)品需要在溫度較高區(qū)快速降溫時(shí)，采用前段主冷模式，此時(shí)優(yōu)先集中將層流冷卻區(qū)入口側(cè)的集管閥門打開，快速冷卻區(qū)集中在層冷區(qū)前部。

1.5.2 后段主冷模式

當(dāng)產(chǎn)品需要在溫度較低區(qū)快速降溫時(shí)，采用后段主冷模式，此時(shí)優(yōu)先集中將層流冷卻粗冷區(qū)出口側(cè)的集管閥門打開，快速冷卻區(qū)集中在層冷主冷區(qū)后部。

仿真時(shí)，前段冷卻模式前段開啟8組集管，后段開啟4組集管；后段冷卻模式前段開啟4組集管，后段開啟8組集管。

2 仿真結(jié)果分析

2.1 上下水比對(duì)板形的影響

在層流冷卻過(guò)程中，為了保障帶鋼的板形良好，不出現(xiàn)拱背現(xiàn)象，必須要保證上下表面的溫差較小。要保證帶鋼的上下表面冷卻均勻一致，可以通過(guò)調(diào)整帶鋼冷卻上下水比進(jìn)而達(dá)到控制帶鋼上下表面溫差，使帶鋼獲得良好的板形。因此，在前段主冷模式下，對(duì)上下水比依次為1∶1.25，1∶1.3，1∶1.35 的工況進(jìn)行仿真分析，得到帶鋼上下表面溫差和三維應(yīng)力云圖，如圖4所示。

圖4 帶鋼上下表面溫差及三維應(yīng)力云圖

對(duì)比分析可以看出：隨著帶鋼上下水比從1∶1.25到1∶1.35的變化，帶鋼上下表面的溫差也隨之變化；1∶1.25時(shí)上表面溫降比下表面快，溫差基本為負(fù)， 1∶1.3左右時(shí)，上下表面溫降差不多，此時(shí)的上下表面溫差基本對(duì)稱，水比1∶1.35左右時(shí)，上表面溫降比下表面慢，最后溫差為正；從帶鋼的三維應(yīng)力圖可看出在上下水比為1∶1.3左右時(shí)，帶鋼表面的應(yīng)力值基本趨于一致，最后帶鋼的殘余應(yīng)力較小。

2.2 冷卻模式對(duì)板形的影響

對(duì)前段主冷模式和后段主冷模式進(jìn)行仿真分析，圖5分別為前段主冷和后段主冷下的應(yīng)力分布。

圖5 應(yīng)力沿寬度方向變化曲線

可以看出，后段冷卻的應(yīng)力曲線的分布與前段冷卻模式相似，但在后段冷卻模式下，內(nèi)應(yīng)力相對(duì)較小，最大應(yīng)力僅為-20MPa左右，不同厚度截面上的應(yīng)力相比于前段冷卻模式也更為均勻。因此，后段冷卻模式對(duì)于某鋼種更利于形成良好的板形。

2.3 初始橫向溫度分布對(duì)板形的影響

圖6a)和b)分別是加載均勻初始橫向溫度分布和加載圖3熱像儀所測(cè)橫向溫度分布的帶鋼寬度方向的應(yīng)力情況。

可以看出，即使精軋機(jī)出口處的初始橫向溫度分布均勻，帶鋼邊部由于冷卻不均仍存在普遍的溫降現(xiàn)象，邊部的溫降導(dǎo)致熱應(yīng)力在帶鋼邊部受壓應(yīng)力，帶鋼中部受拉應(yīng)力。熱像儀所測(cè)帶鋼最大溫差達(dá)到120℃，此時(shí)帶鋼邊部表面壓應(yīng)力最大可達(dá)-80MPa，主要集中在距離帶鋼邊部100mm的范圍內(nèi)。

圖6 應(yīng)力沿寬度方向變化曲線

帶鋼初始橫向溫度分布直接影響帶鋼層流冷卻后的應(yīng)力分布，初始橫向溫差越大，帶鋼邊部與中部的應(yīng)力差越大，邊部形成的塑性應(yīng)變值也越大，這對(duì)軋后帶鋼板形會(huì)帶來(lái)一定的不良影響，因此精軋出口處帶鋼橫向溫度的均勻性是保證軋后冷卻板形良好的重要條件。

3 結(jié)論

1)隨著帶鋼上下水比從1∶1.25到1∶1.35變化，帶鋼上下表面的溫差也隨之變化。某鋼種冷卻的最佳上下水比在1∶1.3左右，此時(shí)帶鋼表面的應(yīng)力值基本趨于一致，最后帶鋼的殘余應(yīng)力較小。

2)后段主冷模式帶鋼的應(yīng)力分布與前段主冷模式相似，但在后段主冷模式下，產(chǎn)生的應(yīng)力相對(duì)較小，且不同厚度截面上的應(yīng)力相比于前段冷卻模式也更為均勻。

3)帶鋼層流冷卻后的應(yīng)力分布直接受帶鋼初始橫向溫度分布的影響，初始橫向溫差越大，帶鋼邊部與中部的應(yīng)力差越大，這對(duì)軋后帶鋼板形會(huì)帶來(lái)一定的不良影響。

4)根據(jù)分析結(jié)果，采取了改變上下水比、采取后段主冷模式，改善精軋橫向溫度均勻分布等措施是，使得某鋼種拱背和縱切翹曲導(dǎo)致的板形缺陷改判率由4.2%降低到1.05%。

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[7]Zhou Zhongqing，Lam YeeCheong，P F Thomson，et al. Numerical analysis of the flatness of thin rolled steel strip on the runout table[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part B: Journal of Engineering Manufacture，2007，Vol.221(2)：241-254.

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[11]王曉東.層流冷卻影響熱軋帶鋼板形機(jī)理及控制策略研究[D].北京：北京科技大學(xué)，2007.

Simulated Analysis of the Influence of Laminar Cooling Process for Strip Flatness in Hot Rolling

Zhang Yi1Li Hongbo2Yu Zhilong2，3

(1:Patent Examination Cooperation Center of the Patent Office, SIPO, Beijing, Beijing 100190；2:School of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083;3:Beijing North Microel Ectronics, Beijing 100176)

In order to analyze the strip C-shape wrap problem after uncoiling and buckling problem after length cutting, an ANSYS finite element model was established to calculate the strip temperature and internal stress distribution after laminar cooling. For giving an accurate boundary condition, the heat transfer coefficient in water cooling was calculated by a FLUENT model of strip water cooling process. Then the influence of the ratio of upper and lower water flow, the front or end section main cooling mode, the original temperature distribution on the strip internal stress were analyzed by the ANSYS model. Based on the analyzing result, the ratio of upper and lower water flow was changed, the end section main cooling mode was come into service, and the original temperature distribution was improved, then the strip defect rate of C-shape wrap problem and buckling problem was drop from 4.2% to 1.05%.

Hot rolling Laminar cooling Flatness Stress Finite element method

張藝，女，1983年出生，畢業(yè)于北京科技大學(xué)材料與科學(xué)工程學(xué)院，專利審查員，主要人事機(jī)械加工方面的專利審查

TG335.5 TB115

A

10.3969/j.issn.1001-1269.2015.05.006

2015-05-12)