熱軋帶鋼層流冷卻的離散化邊部遮蔽策略研究

余 偉， 王乙法， 李明輝， 軒康樂(lè)

(北京科技大學(xué) 冶金工程研究院， 北京 100083)

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熱軋帶鋼層流冷卻的離散化邊部遮蔽策略研究

余 偉， 王乙法， 李明輝， 軒康樂(lè)

(北京科技大學(xué) 冶金工程研究院， 北京 100083)

層流冷卻會(huì)導(dǎo)致高強(qiáng)度熱軋帶鋼板形缺陷，合理的邊部遮蔽策略有助于冷卻后板形改善. 針對(duì)卷取溫度為500 ℃的12 mm厚度 X70管線鋼熱軋帶鋼，建立層流冷卻過(guò)程的熱-力-相變耦合有限元模型，對(duì)比模擬了在常規(guī)層流冷卻和離散化邊部遮蔽策略下冷卻過(guò)程中帶鋼寬度上的溫度場(chǎng)、相變和內(nèi)應(yīng)力分布. 結(jié)果表明：在常規(guī)層流冷卻過(guò)程中，帶鋼邊部25 mm范圍內(nèi)會(huì)產(chǎn)生塑性變形，水冷后半段的前期帶鋼板形有邊浪的趨勢(shì)，后期板形有轉(zhuǎn)向中浪的趨勢(shì)；而層流冷卻采用離散化邊部遮蔽策略時(shí)，帶鋼寬度方向上溫差顯著減小，使得貝氏體轉(zhuǎn)變量和殘余應(yīng)力沿寬度方向上分布更均勻. 這種遮蔽策略有效消除了帶鋼邊部的塑性變形，改善了冷卻板形.

熱軋帶鋼；層流冷卻；離散化；邊部遮蔽；有限元

熱軋帶鋼軋后冷卻板形控制的關(guān)鍵是進(jìn)行均勻化的冷卻，使得層流冷卻結(jié)束后沿寬度方向溫度分布均勻. 在常規(guī)層流冷卻過(guò)程中，引起寬度方向不均勻冷卻的因素有很多. 一般在精軋機(jī)出口處的邊部溫度較低，水冷過(guò)程中帶鋼上表面的滯留冷卻水層從邊部流出，下表面冷卻水回落到鋼板的兩邊，造成帶鋼邊部的水量急劇增加，加重了邊部的溫度過(guò)冷. 這種邊部過(guò)冷會(huì)造成沿寬度方向上的組織和應(yīng)力分布不均，嚴(yán)重的還會(huì)引起邊浪的板形缺陷，引起水冷過(guò)程中的次生不均勻冷卻，惡化鋼板的質(zhì)量[1-2].

板形控制要以整個(gè)冷卻過(guò)程中的板形良好為準(zhǔn)，目前有許多關(guān)于熱軋帶鋼層流冷卻過(guò)程中的邊部遮蔽研究. Sun[3]和Wang[4]等人采用等寬度邊部遮蔽的方式，研究了遮蔽不同寬度時(shí)的橫向溫度、殘余應(yīng)力的不同，得出相對(duì)合理的遮蔽寬度，但是卷取時(shí)帶鋼的溫度和殘余應(yīng)力分布并不均勻，板形仍未達(dá)到理想的平直狀態(tài)，且沒(méi)有考慮相變的影響和水冷過(guò)程中應(yīng)力的變化. Jae Kon[5]等人的研究中，分別考慮邊部遮蔽對(duì)晶粒大小、組織分布和殘余應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)在邊部遮蔽處由于冷速減慢，晶粒會(huì)變得粗大，不同鋼種邊部遮蔽同樣的寬度，得到的效果不同. S. Peregrina[6]等人研究了實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中等寬邊部遮蔽工藝和常規(guī)層流冷卻工藝的差別，證明邊部遮蔽的方式能有效改善帶鋼橫向和縱向上的溫度均勻性.

帶鋼實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，橫向溫度的均勻性控制主要是通過(guò)調(diào)節(jié)上部集管的水量分布，形成中凸形的水流分布形式，或采用通過(guò)在冷卻裝置上采用邊部遮蔽的方式，根據(jù)不同的帶鋼寬度、厚度采用等寬邊部遮蔽的方式，來(lái)減小橫向上的溫度分布不均現(xiàn)象[7-8]. 若遮蔽寬度不當(dāng)，會(huì)導(dǎo)致水冷過(guò)程中帶鋼邊部局部范圍內(nèi)的斷流現(xiàn)象，造成邊部冷卻能力不足，引起寬度方向殘余應(yīng)力分布不均和材料力學(xué)性能的下降. 為了解決水冷過(guò)程中的板形不良現(xiàn)象，本文采用了離散化邊部遮蔽的策略，對(duì)不同的集管遮蔽不同的寬度，優(yōu)化出合適的遮蔽策略，改善12 mm厚度的X70管線鋼層流冷卻過(guò)程中橫向溫度、組織、應(yīng)力分布的均勻性.

1 有限元模型的建立

1.1 幾何模型

選取6 m長(zhǎng)的X70管線鋼建立層流冷卻的三維模型，取寬度方向上的 1/2為幾何模型，尺寸為6 000 mm×775 mm ×12 mm，網(wǎng)格數(shù)為20×20×10，并對(duì)邊部和上下表面的單元進(jìn)行細(xì)化，單元類(lèi)型為精度較高的八節(jié)點(diǎn)六面體單元，如圖 1 所示.

圖1 有限元幾何模型

1.2 初始條件

層流冷卻過(guò)程的初始條件為終軋后的溫度，不考慮溫度沿帶鋼長(zhǎng)度、厚度方向上的變化和初始應(yīng)力分布，終軋溫度目標(biāo)值為790 ℃，在精軋出口用紅外線測(cè)溫儀對(duì)帶鋼溫度分布進(jìn)行檢測(cè)，并對(duì)測(cè)量的數(shù)據(jù)進(jìn)行簡(jiǎn)化，得到帶鋼沿寬度方向上初始溫度分布如圖 2 所示，在長(zhǎng)度和厚度方向上假設(shè)溫度分布均勻[9].

圖2 初始時(shí)帶鋼在寬度方向上的溫度分布

1.3 熱物性參數(shù)

材料的物性參數(shù)包括比熱容、熱傳導(dǎo)系數(shù)使用相關(guān)文獻(xiàn)數(shù)據(jù)[10]，假設(shè)材料是各向同性的，X70 管線鋼的密度為7841 Kg·m-3，化學(xué)成分如表1所示. X70鋼的熱膨脹系數(shù)、彈性模量、屈服強(qiáng)度都是隨溫度變化的變量，在 Formaster-Digital 型熱膨脹儀測(cè)定 X70鋼在15 ℃·s-1連續(xù)冷卻條件下線膨脹系數(shù)的變化，對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，結(jié)果如圖3所示，楊氏模量和屈服強(qiáng)度如圖4所示[9].

表1 X70 鋼的化學(xué)成分

圖3 X70鋼熱膨脹系數(shù)

1.4 邊界條件

層流冷卻中的邊界條件主要包括換熱系數(shù)和位移邊界的確定. 冷卻時(shí)帶鋼的傳熱過(guò)程主要包括空冷及水冷部分，空冷時(shí)總熱交換系數(shù)可表示為

hj=hr+hd,

(1)

圖4 X70鋼屈服強(qiáng)度和楊氏模量

式中：hj為空冷時(shí)總的換熱系數(shù)，W·m-2·K-1；hr為熱輻射換熱系數(shù)，W·m-2·K-1；hd為熱對(duì)流換熱系數(shù)，W·m-2·K-1；σ0為Stefan-Boltzman常數(shù)，W·m-2·K-4；ε為輻射率；Ts為帶鋼表面溫度，K；T∞為環(huán)境溫度，K.

式(1)中的熱輻射率ε與鋼板的表面溫度有關(guān). 隨著鋼板表面溫度的變化，輻射率也會(huì)產(chǎn)生變化，具體的變化情況可由下式得出:

水冷區(qū)換熱系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式為

考慮到寬度方向上邊部的冷卻能力大于中部，使用下式來(lái)描述Hw的值：

采用離散化的邊部遮蔽策略，使帶鋼邊部范圍內(nèi)達(dá)到溫度冷卻相對(duì)均勻的目的，采取的遮蔽策略組合為：共開(kāi)啟9組集管，每組有4支冷卻集管，每只集管有2排噴水U型管，對(duì)每組集管邊部遮蔽的寬度分別為120、0、80、0、60、0、30、0、10 mm，即間隔不均勻遮蔽的方式，如圖5所示，黑色部分為邊部遮蔽區(qū)域. 假設(shè)鋼板未遮蔽處為常規(guī)層流冷卻的換熱系數(shù)，被遮蔽處的換熱系數(shù)hfb按照穩(wěn)定膜沸騰區(qū)換熱系數(shù)處理，穩(wěn)定膜沸騰區(qū)換熱系數(shù)公式為[11]

式中：hfb為穩(wěn)態(tài)穩(wěn)定膜沸騰區(qū)的換熱系數(shù)，W· m-2· k-1；Δρ為密度差，Kg·m-3，Δρ=ρ1-ρs；λs為飽和蒸汽下的導(dǎo)熱系數(shù)，W· m-1· k-1；θs為飽和蒸汽下的溫度差，K，θs=T-T1；ifc為單位蒸發(fā)比焓，J·kg-1.

圖5 離散化邊部遮蔽的組合策略

Fig 5 Illustration of a combination strategy for the discretization of edge masking

位移邊界條件根據(jù)工廠實(shí)際條件建立，對(duì)于在線冷卻的整長(zhǎng)帶鋼，可以認(rèn)為長(zhǎng)度方向是無(wú)限的，因此當(dāng)取三維平板分析時(shí)，帶鋼兩個(gè)端部上每個(gè)節(jié)點(diǎn)沿長(zhǎng)度方向的位移量是一致的[12]. 假定帶鋼靜止，邊界條件隨帶鋼移動(dòng)，故位移邊界條件設(shè)定為：1)帶鋼的兩端為長(zhǎng)度方向耦合約束Uz=0；2) 由于對(duì)稱關(guān)系取帶鋼的一半進(jìn)行分析，帶鋼中部一端Ux=0, Uy=0,Uy=0，其中Ux，Uy，Uz為三個(gè)方向的位移.

1.5 相變模型

相變計(jì)算是以相變理論及Scheil疊加法則為基礎(chǔ)，根據(jù)Avrami方程建立奧氏體向鐵素體、貝氏體連續(xù)冷卻相變數(shù)學(xué)模型，通常假設(shè)新相形核發(fā)生在奧氏體晶界，奧氏體的等溫分解動(dòng)力學(xué)可用 Avrami型方程表達(dá)：[13]

(2)

式中參數(shù)k和n的值，可以通過(guò)等溫轉(zhuǎn)變曲線(TTT)中對(duì)應(yīng)某一溫度T的兩個(gè)等溫時(shí)間ts、te及其轉(zhuǎn)變量Vs、Ve求得：

由于轉(zhuǎn)變量與時(shí)間的關(guān)系隨溫度而變化，因此k、n也隨溫度而不同. 對(duì)于鐵素體、珠光體和貝氏體轉(zhuǎn)變，因?yàn)閗、n隨冷速和溫度而變，所以只有從實(shí)際轉(zhuǎn)變開(kāi)始時(shí)間計(jì)算，才能使計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況相符，因此式(2)中的t應(yīng)由t-ts替換，ts為相變?cè)杏? 得出新的擴(kuò)散型相變量的表達(dá)式為

式中參數(shù)k是與溫度(過(guò)冷度)相關(guān)的函數(shù)，時(shí)間t表示相變開(kāi)始后的時(shí)間，而相變的開(kāi)始時(shí)間ts可以通過(guò)Scheil法則確定，即相變?cè)杏诜峡杉有栽瓌t.

1.6 應(yīng)力應(yīng)變模型

應(yīng)力應(yīng)變模型包括彈塑性變形和熱膨脹應(yīng)變. 至于層流冷卻期間發(fā)生的相變膨脹應(yīng)變和相變誘導(dǎo)塑性應(yīng)變已經(jīng)包含在試驗(yàn)測(cè)得的熱膨脹應(yīng)變之中，不再進(jìn)行考慮，故總應(yīng)變可以用如下方程表示：

1.7 相變潛熱模型

X70鋼層流冷卻過(guò)程中會(huì)發(fā)生相變并產(chǎn)生相變潛熱，相變潛熱qv是相變速率的函數(shù)，相變潛熱的計(jì)算公式為

式中：ΔH為奧氏體分解時(shí)的相變焓，Δf為單位時(shí)間的相變程度. 奧氏體分解時(shí)的熱焓值ΔH如表2所示[14].

表2 奧氏體分解時(shí)的熱焓值

Marc提供了大量的子程序接口，用Fortran 語(yǔ)言編程加載自定義邊界條件，分別用子程序Ufilm確定隨溫度變化的對(duì)流換熱系數(shù)；子程序Ubginc加載相變動(dòng)力學(xué)模型，定義相變組織、相變?cè)隽?、相變?cè)杏龝r(shí)間等；子程序Flux計(jì)算相變生成熱；子程序Plotv輸出貝氏體和鐵素體的生成量. 采用熱力耦合的計(jì)算方法，直接進(jìn)行溫度、相變和應(yīng)力三者之間的耦合計(jì)算.

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 溫度場(chǎng)和組織轉(zhuǎn)變計(jì)算結(jié)果分析

采用某2160 mm熱軋帶鋼廠層流冷卻工藝參數(shù)進(jìn)行模擬，X70管線鋼冷卻方式為前端冷卻，出精軋口之后經(jīng)歷6.55 s的空冷，然后是18.65 s的水冷，水冷結(jié)束之后為34.29 s 的空冷.

圖6分別為采用兩種冷卻工藝后，卷取時(shí)帶鋼溫度沿寬度方向的計(jì)算值和實(shí)測(cè)值. 從圖6可以看出，在帶鋼中部范圍內(nèi)卷取溫度實(shí)測(cè)值和計(jì)算值差值在5 ℃范圍內(nèi)，計(jì)算值和實(shí)測(cè)值吻合較好. 采用常規(guī)層流冷卻工藝后，卷取時(shí)帶鋼中部和邊部的溫差計(jì)算值達(dá)到了62 ℃，相比而言，采用離散化邊部遮蔽的冷卻策略之后，邊部150 mm范圍內(nèi)溫度更加均勻，中部和邊部的溫差減小到10 ℃. 從計(jì)算結(jié)果來(lái)看，離散化邊部遮蔽的冷卻工藝能顯著改善帶鋼寬度方向的溫度均勻性.

圖6 卷取時(shí)帶鋼寬度方向的溫度分布

Fig.6 Temperature distribution of strip width direction during coiling

在層流冷卻過(guò)程中只會(huì)發(fā)生貝氏體相變，圖7為采用兩種冷卻工藝后，卷取時(shí)沿帶鋼寬度方向上表面貝氏體轉(zhuǎn)變量的分布規(guī)律. 從圖7可以看出：常規(guī)層冷后帶鋼中部的貝氏體轉(zhuǎn)變量為45.7%，邊部150 mm范圍內(nèi)貝氏體轉(zhuǎn)變量逐漸增加，最大達(dá)到了78.6%，邊部和中部的貝氏體轉(zhuǎn)變量在帶鋼寬度方向上的分布嚴(yán)重不均勻；采用改進(jìn)后的冷卻工藝后，帶鋼邊部的貝氏體轉(zhuǎn)變量計(jì)算值和中部差值在3.2%范圍之內(nèi)，帶鋼寬度方向上組織分布更加均勻.

圖8為在兩種冷卻工藝條件下，帶鋼上表面中部和距離邊部9、30 mm處的溫度、貝氏體轉(zhuǎn)變量差值絕對(duì)值隨時(shí)間的變化規(guī)律. 從圖8(a)可以看出：與常規(guī)層流冷卻的工藝相比，采用離散化邊部遮蔽的冷卻工藝之后，在層冷過(guò)程中中部和距離邊部9 mm處的溫差最大值由160.4 ℃減小到54.1 ℃，邊部和中部的貝氏體轉(zhuǎn)變量之差的最大值則由31.5%減小到4.9%；同時(shí)中部和距離邊部30 mm處的溫差范圍由46.8 ℃減小到了15.2 ℃，貝氏體轉(zhuǎn)變量差值范圍由27.3%減小到了2.37%. 可見(jiàn)在采用離散化邊部遮蔽的冷卻工藝后，在層流冷卻過(guò)程中帶鋼邊部的溫降顯著變小，寬度方向上的貝氏體轉(zhuǎn)變量趨于均勻，利于降低帶鋼寬度方向上的熱應(yīng)力和組織應(yīng)力差異，從而使冷卻過(guò)程中的應(yīng)力分布均勻；寬度方向上溫差的減小也有利于減小冷卻過(guò)程中中部和邊部的平均冷卻速度差，從而使帶鋼寬度方向上的晶粒尺寸大小均勻，力學(xué)性能良好.

圖7 卷取時(shí)帶鋼寬度方向的貝氏體含量分布

Fig 7 Distribution of bainite in strip width direction during coiling

(a)溫度

(b)貝氏體

Fig.8 Temperature and bainite transformation difference between middle and edge of upper surface of the strip

2.2 相變場(chǎng)的驗(yàn)證

相變場(chǎng)可以根據(jù)在連續(xù)冷卻下的X70鋼組織、相變點(diǎn)溫度來(lái)驗(yàn)證. 取工業(yè)X70鋼鋼坯，切成φ4×10的小圓柱，采用Formaster-Digital熱膨脹儀和Gleeble 3500熱模擬機(jī)測(cè)定X70鋼的相變點(diǎn)和不同冷卻速率下的熱膨脹曲線. 根據(jù)不同冷卻速度下的溫度-膨脹量曲線，找出不同冷速下的相變起始點(diǎn)溫度和終止點(diǎn)溫度. 工藝路線為以10.5 ℃·s-1的速度加熱至1 050 ℃保溫3 min，然后以5 ℃·s-1的速度冷至950 ℃保溫10 s，之后以不同的速度冷卻至室溫. 在15 ℃·s-1的冷卻速率下，得到X70鋼金相組織如圖9所示，為針狀鐵素體，在鐵素體內(nèi)部和晶界處存在點(diǎn)狀或條狀的M-A島. 從X70鋼層流冷卻過(guò)程中鋼板中部上表面的溫降曲線和貝氏體轉(zhuǎn)變計(jì)算結(jié)果來(lái)看，貝氏體轉(zhuǎn)變開(kāi)始時(shí)間為冷卻開(kāi)始后的24 s，此時(shí)帶鋼溫度為476 ℃，冷卻速度為16.1 ℃·s-1，如圖10所示. 貝氏體轉(zhuǎn)變的開(kāi)始和結(jié)束溫度的計(jì)算值和實(shí)測(cè)值的對(duì)比如表3所示，在15 ℃·s-1冷卻速度下貝氏體開(kāi)始轉(zhuǎn)變溫度為458 ℃，計(jì)算值和實(shí)測(cè)值的相對(duì)誤差為18 ℃，轉(zhuǎn)變結(jié)束溫度相對(duì)誤差為1 ℃. 因此，所建立的相變動(dòng)力學(xué)模型具有相當(dāng)高的精確性.

2.3 應(yīng)力和應(yīng)變分析

X70鋼層流冷卻過(guò)程中，從精軋機(jī)出口的790 ℃冷卻到卷取時(shí)的500 ℃，期間經(jīng)歷貝氏體相變. 從圖3可以看出，在450 ℃至600 ℃之間，帶鋼的熱膨脹系數(shù)在會(huì)發(fā)生急劇的變化，水冷過(guò)程中橫向的溫度分布不均所引起的應(yīng)力分布形式會(huì)更加多樣化，同時(shí)相變潛熱所釋放的熱量也會(huì)影響帶鋼內(nèi)應(yīng)力的大小.

圖9 X70 鋼15 ℃·s-1在的冷速下的微觀組織

(a)溫降曲線

(b)貝氏體轉(zhuǎn)變量

Fig.10 Change of cooling process temperature and bainite transformation in X70 steel

表3 15 ℃·s-1的冷速下貝氏體轉(zhuǎn)變開(kāi)始和結(jié)束溫度

Tab.3 Starting and end temperature of bainite transformation at cooling rate of 15 ℃·s-1

組織轉(zhuǎn)變計(jì)算值/℃實(shí)測(cè)值/℃貝氏體轉(zhuǎn)變開(kāi)始476458貝氏體轉(zhuǎn)變結(jié)束351350

12 mm厚度的X70鋼的軋向應(yīng)力的確定應(yīng)該以厚度方向上平均值為準(zhǔn)，而不應(yīng)片面地取某一個(gè)面上的應(yīng)力. 圖11為層流冷卻過(guò)程中，帶鋼軋向應(yīng)力在不同時(shí)間下的分布規(guī)律. 從圖11(a)可以看出：在常規(guī)層流冷卻過(guò)程中，在8.12 s和12.3 s時(shí)，帶鋼邊部20 mm范圍內(nèi)出現(xiàn)了應(yīng)力不均的現(xiàn)象，對(duì)板形影響較?。浑S著冷卻的進(jìn)行，帶鋼邊部的溫降增大，邊部的壓應(yīng)力開(kāi)始增大，在18.8 s時(shí)達(dá)到了最大值-538.2 MPa，并且應(yīng)力不均范圍擴(kuò)大到了150 mm的寬度，帶鋼板形有向邊浪發(fā)展的趨勢(shì)；之后邊部發(fā)生貝氏體相變，相變產(chǎn)生的組織應(yīng)力和熱應(yīng)力的方向相反，帶鋼邊部的壓應(yīng)力開(kāi)始減小，在水冷結(jié)束的25.2 s時(shí)，帶鋼邊部80 mm范圍內(nèi)為不均勻分布的拉應(yīng)力，最大達(dá)到了320 MPa，帶鋼板形有向中浪發(fā)展的趨勢(shì)；在隨后的空冷過(guò)程中，由于帶鋼內(nèi)部熱傳導(dǎo)和相變潛熱的綜合作用，中部和邊部的溫降逐漸減小，卷取時(shí)橫向上的應(yīng)力分布基本均勻. 因?yàn)殇摼碓诰砣±鋮s過(guò)程中仍然會(huì)發(fā)生應(yīng)力及板形變化，室溫下的測(cè)量應(yīng)力無(wú)法反映層流冷卻后的應(yīng)力實(shí)際值，層流冷卻過(guò)程中因速度和溫度原因，也無(wú)法直接測(cè)量帶鋼的應(yīng)力和應(yīng)變，根據(jù)生產(chǎn)過(guò)程觀察，在層流冷卻中X70管線鋼在冷卻過(guò)程中存在橫向U型彎曲，同時(shí)伴有邊浪，上述現(xiàn)象與應(yīng)力計(jì)算的結(jié)果一致. 采用離散化邊部遮蔽的層流冷卻工藝之后，由于減小了冷卻過(guò)程中邊部和中部的溫度差、組織轉(zhuǎn)變差，從圖11(b)的計(jì)算結(jié)果來(lái)看，冷卻過(guò)程中帶鋼橫向上的軋向應(yīng)力分布相對(duì)均勻，分布范圍在-125.8～116 MPa，能有效減小邊部的內(nèi)應(yīng)力大小，改善水冷過(guò)程中的板形不良現(xiàn)象，防止鋼板發(fā)生次生的不均勻冷卻.

(a)常規(guī)層流冷卻

(b)離散化邊部遮蔽

Fig.11 Stress distribution in strip width direction during the laminar cooling process

圖12為帶鋼邊部上表面軋向應(yīng)力和屈服強(qiáng)度隨時(shí)間的變化規(guī)律. 從圖12可以看出: 在采用改進(jìn)后的冷卻工藝之后，整個(gè)冷卻過(guò)程中的內(nèi)應(yīng)力都沒(méi)未超過(guò)帶鋼邊部在對(duì)應(yīng)溫度處的屈服強(qiáng)度. 在常規(guī)層流冷卻過(guò)程中當(dāng)水冷至11 s時(shí)，拉應(yīng)力計(jì)算值為379.5 MPa，超過(guò)了該溫度下帶鋼的屈服強(qiáng)度330.5 MPa；當(dāng)冷卻至15.3 s時(shí)，邊部的壓應(yīng)力計(jì)算值會(huì)再次超過(guò)帶鋼的屈服強(qiáng)度；水冷結(jié)束時(shí)，邊部的拉應(yīng)力達(dá)到了569.7 MPa，也超過(guò)了帶鋼在此溫度下的屈服強(qiáng)度424 MPa，因此在冷卻過(guò)程中帶鋼邊部會(huì)存在塑性應(yīng)變. 卷取時(shí)帶鋼橫向上的軋向塑性應(yīng)變規(guī)律如圖13所示. 從圖13可以看出：在常規(guī)層流冷卻過(guò)程中，帶鋼橫向上邊部25 mm范圍內(nèi)的內(nèi)應(yīng)力會(huì)超過(guò)帶鋼的屈服應(yīng)力，產(chǎn)生塑性變形，最大達(dá)到了1.62×10-3；相對(duì)而言，在采用離散化邊部遮蔽的層流冷卻工藝之后，從計(jì)算結(jié)果來(lái)看，卷取時(shí)在帶鋼橫向上沒(méi)有產(chǎn)生軋向塑性應(yīng)變，有效的消除了殘余塑性應(yīng)變對(duì)之后鋼卷冷卻的不良影響，有利于獲得室溫時(shí)的良好板形.

圖12 帶鋼邊部上表面應(yīng)力與屈服強(qiáng)度變化

Fig.12 Surface stress and yield strength change at the edge of strip

圖13 層流冷卻結(jié)束后帶鋼長(zhǎng)度和寬度方向塑性應(yīng)變分布Fig.13 Plastic strain distribution in strip length and width direction at the end of laminar cooling

熱軋帶鋼層流冷卻過(guò)程中板形缺陷問(wèn)題的研究歷來(lái)存在很多分歧. Zhou等[15]認(rèn)為水冷結(jié)束后邊部會(huì)產(chǎn)生拉應(yīng)力，帶鋼板形向中浪發(fā)展，YOSHIDA H等[16-18]認(rèn)為在層流冷卻過(guò)程中，帶鋼邊部會(huì)產(chǎn)生壓應(yīng)力，板形會(huì)向邊浪發(fā)展. 這是因?yàn)樗麄冄芯夸摲N有一定區(qū)別，冷卻工藝也不盡相同，由于不同剛種的成分和相變區(qū)間不同，熱膨脹系數(shù)大小和隨溫度的變化趨勢(shì)是不一樣的，邊部溫降所引起的應(yīng)力大小也就更加多樣化. 可以肯定的是，層流冷卻過(guò)程中板形缺陷的根本原因是橫向溫度分布不均勻，從本文模擬的結(jié)果來(lái)看，離散化的邊部遮蔽冷卻策略能有效改善帶鋼卷取前的板形不良現(xiàn)象. 但是對(duì)于X70管線鋼而言，在卷取過(guò)程中和卷取之后的鋼卷冷卻過(guò)程中，仍然會(huì)發(fā)生相變并產(chǎn)生殘余應(yīng)力，影響開(kāi)卷之后的室溫板形，這些問(wèn)題仍需進(jìn)一步研究.

3 結(jié) 論

1)建立了熱軋帶鋼層流冷卻過(guò)程中的有限元模型，對(duì)微觀組織和溫度的計(jì)算值和實(shí)測(cè)值進(jìn)行了對(duì)比分析，表明計(jì)算值和實(shí)測(cè)值吻合較好，模型具有較高的精確性. 在常規(guī)層流冷卻過(guò)程中，卷取時(shí)12 mm厚度X70鋼中部和邊部的溫差達(dá)到了62 ℃，邊部最大貝氏體轉(zhuǎn)變量達(dá)到了78.6%，中部?jī)H為45.7%；采用離散化邊部遮蔽的冷卻工藝，卷取時(shí)中部和邊部的溫度差減小至10 ℃，貝氏體轉(zhuǎn)變量差值在3.2%范圍之內(nèi)，而且?guī)т撛诶鋮s過(guò)程中的橫向溫度、貝氏體分布均勻性得到了有效改善.

2)常規(guī)層流冷卻過(guò)程中，帶鋼寬度方向的軋向應(yīng)力分布嚴(yán)重不均勻，在水冷的后半段，前期邊部150 mm范圍內(nèi)會(huì)出現(xiàn)不均勻的壓應(yīng)力，最大值達(dá)到了-538.2 MPa，板形有向邊浪發(fā)展的趨勢(shì)，隨后邊部的壓應(yīng)力會(huì)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，板形有向中浪發(fā)展的趨勢(shì)；改進(jìn)后的冷卻工藝能顯著減小邊部的應(yīng)力，冷卻過(guò)程中橫向應(yīng)力的波動(dòng)在-125.8～116 MPa之間，可有效改善軋向應(yīng)力的橫向分布均勻性.

3)常規(guī)層流冷卻過(guò)程中，帶鋼邊部25 mm范圍內(nèi)發(fā)生了塑性變形，最大應(yīng)變1.62×10-3，而采用離散化邊部遮蔽的冷卻策略后，卷取時(shí)邊部的塑性變形得到有效的消除，有利于獲得良好的板形.

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(編輯 王小唯 苗秀芝)

Strategy of discrete edge masking in the laminar cooling process of hot rolling strip

YU Wei, WANG Yifa, LI Minghui, XUAN Kangle

(Engineering Research Institute, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China)

The laminar cooling process can cause flatness defects of high strength hot rolled strip. Proper edge masking strategy is benefit to improve its flatness after cooling. For 12 mm thickness hot rolled X70 pipeline steel strip with the coiling temperatures of 500 ℃, a coupled thermo-mechanical-phase transition model of Finite Element Model (FEM) was established for the strip in laminar cooling process. The temperature field, phase transformation and internal stress distribution along the width of hot rolled strip were calculated in the duration of the conventional laminar cooling and the cooling process with discrete edge masking strategies. The results show that there is plastic deformation at the strip edge of 25 mm width during the conventional laminar cooling. Strip flatness tends to edge waves in the early stage and shifts to center waves in the end stage of the later half water cooling process. However, by cooling with the strategy of discrete edge masking, the temperature difference decreased significantly between edge and middle of strip in width direction, leading to evenly distributed bainite transformation and residual stress along the strip width. The masking strategies effectively eliminate the plastic deformation and improve of the flatness of the cooled strip.

hot rolled strip; laminar cooling; discretization; edge masking; finite element

10.11918/j.issn.0367-6234.2016.11.023

2016-04-12

“十一五”國(guó)家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2006BAE03A06)

余 偉(1968—)，男，博士，副研究員

王乙法,1527297212@qq.com

TG335.11

A

0367-6234(2016)11-0147-08