外文翻譯（中文）--熱軋普碳線材控冷過程熱交換模型研究

1、<p><b>　　中文4550字</b></p><p>　　熱軋普碳線材控冷過程熱交換模型研究</p><p><b>　　摘要</b></p><p>　　本文建立一個數學模型用于預測熱軋后的線材在控冷過程中的溫度變化和奧氏體相變動力學。采用二維有限元分析來求解，采用非均勻邊界條件的熱傳導方程，因為這樣是符

2、合實際冷卻條件的。采用熱力學分析和累進法則獲得了冷卻曲線，并對奧氏體轉變行為進行分析。為了驗證模型結果，在實驗室測量不同冷卻條件下的鋼材的溫度分布并使用紅外測溫儀記錄熱軋線材在控制冷卻過程中的歷史溫度。預測數據和實驗結果較為吻合。</p><p>　　關鍵詞：熱軋 碳鋼 數學建模 控制冷卻</p><p><b>　　1引言</b></p><

3、;p>　　鋼材熱軋后冷卻速率及隨后的奧氏體轉變是生產線冷卻系統(tǒng)合理設計的關鍵，直接影響最終產品的組織與性能。在熱軋鋼材中，當鋼材離開最后一架軋機時一般為奧氏體組織，鋼在軌道上冷卻時，熱軋產品發(fā)生奧氏體連續(xù)轉變。當包括水冷和風冷等冷卻方案都可以用于熱軋鋼材的控冷[1]。同時，鋼材上、下表面具有不同的冷卻條件。此前一些已經發(fā)表的文章研究了上述冷卻條件下鋼材的換熱行為。例如，Izzo[2]已經開發(fā)了一維熱模型來預測和控制熱軋帶鋼軋制過程

4、中的溫度變化。Packo等[3]已研究了帶鋼在水冷條件下的換熱過程。Monsalve and Celentano 等[4] 已經提出了一個數學模型來描述鋼板卷取過程中的換熱行為和組織轉變行為。Sun 等 [5]已經開發(fā)出一種基于有限元方法的數學模型來描述運行軌道上帶鋼的耦合熱冶金行為。Han 等[6] 開發(fā)了一個二維模型來評估熱軋帶鋼生產時的熱機械性能變化。Zhou等[7]已使用有限元程序ABAQUS用于確定熱軋帶鋼軋制過程中在控冷輥道

5、上的溫度分布和殘余應力。Serajzadeh等[8]利用二維模型來確定熱軋帶鋼軋制過程中在控冷輥道上溫度分布和奧氏體轉變的動力學。Pha</p><p>　　在本文中, 建立一個二維熱模型來預測熱棒軋制后的控冷過程中的溫度分布和奧氏體分解動力學。考慮上下兩側的非均勻熱邊界條件和累進法則及熱模型中包含的不同溫度下鋼材冷卻的轉變熱的影響。同時，在熱交換模型中使用Fick方程和有限元耦合分析來預測和確定脫碳奧氏體的影響

6、。</p><p><b>　　2數學模型</b></p><p>　　為了得到掌握的熱傳導方程，由于熱軋棒線的長度使沿著經度軸（Z軸）的熱傳導被忽視。因此，熱傳導方程可以如下兩個方面來描述：</p><p><b>　　(1) </b></p><p>　　其中T和t分別是溫度和時間Q_是熱轉化率

7、K，CP，ρ分別是導熱系數、比熱和金屬密度。輻射和對流都發(fā)生在高溫表面，而在較低溫度下（即小于600℃）對流換熱是主要的傳熱方式。在這方面，表面上的熱邊界條件可以如下定義：</p><p><b>　　(2)</b></p><p>　　其中“h”是對流換熱系數，對于鋼材的上下兩面可能有所不同。TC是從一個區(qū)域到其他區(qū)域（即空氣冷卻區(qū)域或強制風冷區(qū)域）周圍溫度的變化溫

8、度。σ是斯特凡·玻爾茲曼常數。?被認為是一個隨溫度變化的因素，然而在溫度600℃可忽略不計輻射效應，對流換熱是表面邊界的主要熱傳輸機制。此外，在冷卻過程中熱量轉化可能會釋放熱量因而熱量轉換率可以確定如下：</p><p><b>　　(3)</b></p><p>　　H(T)是熱轉化假設的溫度依賴因素，X是改變分數. 用來決定奧氏體分解的起始時間，利用累進

9、法則如下表示：</p><p><b>　　(4)</b></p><p>　　△ti是溫度Ti時間步長，τi 是孵育時間。Ti. dγ and dγTTT是轉變前的晶粒尺寸并分別用來構造TTT圖，可以采用Avrami方程與加性規(guī)則來預測連續(xù)冷卻條件下的奧氏體分解動力學，因此，在一個給定的溫度下的相變的進展，可以使用如下的Avrami方程描述：</p>

10、<p><b>　　(5)</b></p><p>　　其中，b和n是鋼的TTT圖中獲得的材料參數。包括溫度變化對上述公式的結果的影響，冷卻時間分為小段的時間段假設他們之間溫度恒定然后，用Avrami方程來預測相變額，然而，對于下一個時間段，以前的轉變效果通過定義一個新的運行時間t*i標記如下：</p><p><b>　　(6)</b&g

11、t;</p><p><b>　　(7)</b></p><p>　　這里Xi -1是相變量直到第(i-1)步，△ti是時間間隔Ti 是第i步的的溫度。值得注意的是，以確定奧氏體淬火成馬氏體的體積分數可利用下列公式：</p><p><b>　　(8)</b></p><p>　　這里Ms是馬氏體開

12、始轉變溫度。采用上述方程和Avrami方程可以來預測在模擬水淬過程中高效率冷卻條件下的微觀結構變化的動力學。</p><p>　　現(xiàn)在，解決上述問題可以利用有限元分析法。按這樣，按圖.1所表示的把桿的橫截面分為四個節(jié)點元素，然后利用格林公式將下面的公式進行相應的簡化如下</p><p><b>　　(9)</b></p><p>　　圖1 在

13、模型中使用網格系統(tǒng)</p><p><b>　　心部區(qū)域</b></p><p><b>　　邊部區(qū)域</b></p><p>　　圖2 線材冷卻表的示意圖</p><p>　　表1 在這項工作中所使用的鋼材的化學成分</p><p>　　表2 熱模型中使用的熱物理性質，

14、化學性質</p><p>　　在這里，“C”表示元素的邊界N形函數矩陣。T°是初始猜測非線性邊界條件下的線性關系, ae為節(jié)點溫度向量上述方程可以改寫為矩陣形式如下：</p><p><b>　　(10)</b></p><p>　　其中“K”是剛度矩陣, “C”是電容矩陣f為節(jié)點力矢量，這個微分方程現(xiàn)在可由歐拉向后差分格式來解決如下

15、：</p><p><b>　　(11)</b></p><p>　　圖3 鋼材在870℃預熱10分鐘預測的與實測的冷卻曲線之間的比較</p><p><b>　　a淬火 b 空冷</b></p><p>　　其中an和 an+1分別是第n和n+1時段的節(jié)點溫度向量，應注意的是，上述方程是有條件下成

16、立的，在這個模型中采用小的時間步10-2，特別是鋼材溫度發(fā)生迅速改變的早期冷卻階段。應當指出，在冷卻階段特別是早期的奧氏體開始分解之前可能出現(xiàn)奧氏體脫碳。因此，預測鋼材在奧氏體區(qū)冷卻的碳含量分布，應考慮下列公式：</p><p><b>　　(12)</b></p><p>　　在這里C和D分別表示碳濃度和擴散系數，在不同溫度下可確定如下：</p>&l

17、t;p><b>　　(13)</b></p><p>　　其中，Q和R分別是活化能和理想氣體常數(132.1 kJ/mol)，C0是被采用鋼初始碳含量，在表面的邊界條件，假設如下：</p><p><b>　　(14)</b></p><p>　　其中 “r0”代表鋼材半徑，注意，二維有限元分析與四節(jié)點等參元素一起被

18、用在模型中代碼為MATLAB，此外，由于在每個時間段上的加熱轉變，所以需要反復求解上述問題。因此，該解決方案的過程可以描述如下：</p><p>　　1在奧氏體轉變視為順序耦合問題前，描述沿半徑方向的溫度和碳含量的預測，首先計算溫度分布，然后在每個時間步長確定的碳含量分布。</p><p>　　2. 在確定適當的邊界條件基礎上，指出鋼材在運行表位置如 圖2中的邊部區(qū)域和中心區(qū)域</p

19、><p>　　3奧氏體轉變開始后，首先在每個時間步的溫度分布計算和對各時間段使用累進法則確定轉變分數。然后，對在同一時間間隔溫度場進行計算并考慮變換熱的影響。</p><p>　　4對于兩個連續(xù)的解決方案的錯誤規(guī)范由以下標準確定。</p><p>　　其中 (15)</p><p>　　這里||T

20、||代表節(jié)點溫度向量的歐幾里德范數， “i” 指迭代次數。如果上述錯誤值足夠小，即少于10-2,，那么進行下一個時間步的上述步驟計算，如果不是，就重復在相同的時間步長進行計算。</p><p>　　圖4。預測線材鋼淬水的冷卻曲線。</p><p>　　圖5 熱軋線材溫度測量和預測的空冷冷卻曲線之間的比較</p><p>　　本文中，熱分析采用四節(jié)點等參單元分析，采用

21、兩個節(jié)點元素來測定碳含量。在這個熱模型中，運用了288節(jié)點和280的元素，其中18個元素被用于脫碳模型，從而獲得網格系統(tǒng)的最佳配置,不僅提供縮短計算時間而且提高了精確度。不同的元素大小運用不同的網格系統(tǒng)進行了測試，終于發(fā)現(xiàn)上述配置是合適的，而相應的計算時間大約是870s。</p><p><b>　　3。材料與實驗</b></p><p>　　在本文中，表1給出了普碳

22、鋼的化學成分研究，其中Avrami方程中用到的參數 n和b是用于計算所采用鋼材的TTT圖，值得注意的是上述參數也被用于確定碳素鋼的碳含量范圍0.6-0.1。這里對樣品脫碳導致表面區(qū)域化學成分不同特別重要。為了驗證模型的預測，實驗采用鋼筋樣品直徑為16.8毫米長180毫米在870℃預測10分鐘使其奧氏體化。然后，把K型熱電偶嵌入鉆孔記錄時間歷史溫度并把熱電偶連接到數據記錄儀，記錄每10s的數據。最后，記錄鋼筋中心位置在不同冷卻介質下的溫度

23、分布。其中奧氏體初始晶粒尺寸在35℃下通過金相方法使用飽和苦味酸溶液淬火樣品。注意的是所采用鋼的熱物理性能認為是隨溫度變化的文獻中的數據，表2顯示了模型中使用的不同的熱物理性質。此外，使用紅外測溫儀來測量熱棒軋后控制冷卻過程中不同位置的溫度。在圖2中圖解說明鋼材的兩個位置包括邊部和中心區(qū)域被認為實際測量。</p><p>　　表3 模型中使用的對流換熱系數。</p><p><b&g

24、t;　　4 模型結果</b></p><p>　　圖3顯示了試樣中心在奧氏體區(qū)870℃預熱10分鐘初始奧氏體平均晶粒尺寸47毫米通過水冷和控冷后測量和預測的時間溫度不同。</p><p>　　圖6. 線圈以速度為0.3m/s冷卻線材上下表面的溫度分布</p><p>　　a第一個風機打開 b 第二、三關閉</p><p>　　K

25、在參考文獻中空氣中的對流換熱傳熱系數為12 W/m2被用于測定水冷因素在參考文獻[20]。.可以看出測量和預測的冷卻曲線達到一致，該模型可以確定不同冷卻條件下的溫度分布，例如，圖4所顯示樣品在870℃預熱30分鐘奧氏體平均粒徑55毫米然后進行淬水 的溫度曲線。正如預期的一樣，表面區(qū)域的經驗溫度不同而在中央區(qū)域的溫度分布是平滑的。然而，20秒后的溫度分布均勻。</p><p>　　在模型中，熱軋后控制冷卻過程中的熱

26、行為（斯太爾摩）也可能被考慮，本研究中的冷卻輥道由兩個空氣輸送冷卻部分組成共有27個風機。不同冷卻條件的組合可以實施到線材。采用線材直徑為5.5毫米，在溫度為870 ℃時，進入空氣輸送。初始奧氏體晶粒尺寸為49毫米和線圈速度0.23米/秒。假設僅僅在最后的軋制過程中靜態(tài)再結晶加工硬化的效應被刪除，從而加工硬化效果不包括在相變模型中。在參考文獻中已用于研究在不同的位置和溫度的對流換熱系數，例如，表3顯示采用不同的介質和冷卻條件下的傳熱系數

27、。圖5比較線圈在不同區(qū)域被冷卻預測和測量的溫度?？梢钥闯觯瑢嶒灪湍Ｐ皖A測結果較為吻合。應注意，實驗溫度測量也很難執(zhí)行，提到的實驗數據是基于三個條件，相對誤差計算基于在人為標準偏差為9%。</p><p>　　圖6顯示了在不同的冷卻條件下在鋼材的上下表面溫度不同，第一個風機完全打開和第2、3風機關閉作為第一冷卻條件。發(fā)現(xiàn)在此冷卻條件下上下表面之間的差異是微不足道的，可能是由于在本研究中的鋼材直徑下，5.5mm。然而

28、，差異可能出現(xiàn)在直徑較大的鋼材中。</p><p>　　圖7 顯示了當前兩個風機完全關閉且線圈以0.23m/s運行下的時間溫度曲線和奧氏體分解過程?？梢钥闯鲈谥醒牒瓦吘壩恢美鋮s幾乎相似。然而，鐵素體在上表面區(qū)域形成，表面元素發(fā)生脫碳導致碳濃度降到約0.4 wt% ，但是在中心部分主要結構為珠光體。</p><p>　　如圖6所示，預計隨著實際冷卻熱交換轉變奧氏體分解動力學也發(fā)生相應的改變。

29、例如，圖8顯示在線材中心區(qū)域不同溫度分布上的冷卻效果以及奧氏體向珠光體分解動力學。當冷卻器的布置按方案#1，第二和第三風機被關閉時，以及方案#2，一二風機被關閉1C2C。它顯示了冷卻速率以及奧氏體開始和結束轉變位置。因此，該模型可以用于跟蹤奧氏體分解進程以及作為預測工具更加準確地控制奧氏體轉變，從而生產出所需機械性能的線材。</p><p>　　圖7。預測冷卻表中的溫度分布和相變a）中心的線材，b）表面的線材&

30、lt;/p><p>　　圖8在線材中心線圈的速度0.15m/s預測溫度分布和相變</p><p>　　a方案1 b方案2</p><p>　　圖9 在冷卻方案1風機2、3關閉下鋼材中心冷卻溫度分布和相變動力學的速度影響 </p><p>　　對于控制冷床上的熱效應情況，線圈速度或冷床速率也是一個重要參數。圖9說明了對于冷卻程序2C3C傳送速度的

31、影響，奧氏體轉變的溫度分布和過程，可以看出，速度從0.15 m/s增加到0.30 m/s時，起始奧氏體分解的時間也在增加。</p><p><b>　　5.結論</b></p><p>　　在本文中，采用二維有限元模型和累進法則來預測熱軋?zhí)间摼€材控冷過程中的奧氏體分解動力學和熱交換。該模型考慮到影響的工藝參數，包括線圈速度和冷床上冷卻軌道以及不同的冷卻器布置。在此模型

32、中也考慮到脫碳的影響，而這一影響因素在實際低速冷卻條件下十分重要。最終對實驗室實驗結果和工業(yè)連軋生產線的生產數據進行比較，表明預測數據和實驗結果較為吻合。</p><p><b>　　參考文獻</b></p><p>　　[1] O. Kwon, A technology for the prediction and control of microstructura

33、l changes and mechanical properties in steel, ISIJ International 32 (1992) 350e358.</p><p>　　[2] H.F. Izzo, A mathematical approach to hot strip mill controlled cooling, Iron and Steel Engineer 49 (1972) 57e

34、61.</p><p>　　[3] M. Packo, H. Kusiak, M. Pietrzykm, Modelling water cooling of steel strip during hot rolling, Steel Research 64 (1993) 128e131.</p><p>　　[4] A. Monsalve, D. Celentano, Finite el

35、ement analysis and experimental validation of microstructure evaluation during coiling of low carbon steel sheet, Ironmaking and Steelmaking 29 (1999) 449e456.</p><p>　　[5] C.G. Sun, H.N. Han, J.K. Lee, S.M.

36、 Hwang, A finite element model for the prediction of thermal and metallurgical behavior of strip on run-out table in hot rolling, ISIJ International 42 (2002) 392e400.</p><p>　　[6] H. Han, J.K. Lee, H.J. Kim

37、, Y. Jin, A model for deformation, temperature and phase transformation behavior of steels on run-out table in hot strip mill, Journal of Materials Processing Technology 128 (2002) 216e225.</p><p>　　[7] Z. Z

38、hou, P.F. Thomson, Y.C. Lam, D. Yuen, Numerical analysis of residual stress in hot-rolled steel strip on the run-out table, Journal of Materials Processing Technology 132 (2003) 184e197.</p><p>　　[8] S. Sera

39、jzadeh, Prediction of temperature distribution and phase transformation on the run-out table in the process of hot strip rolling, Applied Mathematical Modelling 27 (2003) 861e875.</p><p>　　[9] S. Phadke, P.

40、Pauskar, R. Shivpuri, Computational modeling of phase transformations and mechanical properties during the cooling of hot rolled rod, Journal of Materials Processing Technology 150 (2004) 107e115.</p><p>　　[

41、10] A. Lindemann, J. Schmidt, ACMOD-2DdA heat transfer model for the simulation of the cooling of wire rod, Journal of Materials Processing Technology 169 (2005) 466e475.</p><p>　　[11] Y. Zhang, D. Li, Y. Li

42、, Modeling of austenite decomposition in plain carbon steels during hot rolling, Journal of Materials Processing Technology 171 (2006) 175e179.</p><p>　　[12] L. Huiping, Z. Guoqun, N. Shanting, H. Chuanzhen,

43、 FEM simulation of quenching process and experimental veri?cation of simulation results, Materials Science and Engineering A 452e453 (2007) 705e714.</p><p>　　[13] F.M.B. Fernandes, S. Denis, A. Simon, Mathem

44、atical model coupling phase transformation and temperature evolution during quenching of steels, Materials Science and Technology 1 (1985) 835e844.</p><p>　　[14] E. Anelli, Application of mathematical modeli

45、ng to hot rolling and controlled cooling of wire rods and bars, ISIJ International 32 (1992) 440e449.</p><p>　　[15] M. Avrami, Kinetics of phase change I: general theory, Journal of Chemical Physics 7 (1939)

46、 1103e1112.</p><p>　　[16] D.P. Koistinen, R.E. Murburger, A general equation prescribing the extent of the austenite martensite transformation in pure iron-carbon alloys and plain carbon steel, Acta Metallur

47、gica 7 (1959) 451e460.</p><p>　　[17] F.L.Stasa,Applied Finite Element Method.CBS Publishing,1985,(Chapters8e10).</p><p>　　[18] J.F. Elliott, M. Gleiser, V. Ramakrishna, Thermochemistry of Steelm

48、aking, vol.2, Addison-Wesley, 1963.</p><p>　　[19] L.S. Darken, R.W. Gurry, Physical Chemistry of Metals. McGraw-Hill, New York, 1953.</p><p>　　[20] P.R. Woodard, S. Chandrasekar, H.T.Y. Yang, An