基于密集冷却工艺的700MPa级高强带钢减小残余应力研究

工程科学学报，第38卷，第4期：555560,2016年4月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.4:555-560,April 2016 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2016.04.015:http://journals.ustb.edu.cn 基于密集冷却工艺的700MPa级高强带钢减小残余应 力研究 邱增帅”，邵健”，何安瑞四，杨荃”，夏小明) 1)北京科技大学高效轧制国家工程研究中心，北京1000832)宝钢股份上海梅山钢铁公司热轧厂，南京210039 ☒通信作者，E-mail:harui(@usth.cdu.cn 摘要目前密集冷却工艺已广泛用于生产高强度带钢，但是该技术冷却速率较快的特点易造成带钢冷却不均匀等问题，导 致带钢残余应力过大，进而产生边浪等板形缺陷.本文利用有限元方法，使用ABAQUS有限元软件建立某7O0MPa级高强度 带钢在密集冷却工艺下的模型，实现温度一相变一应力耦合计算，并进行多个实验验证了模型的准确性.通过修改有限元模型 边界条件和初始条件，研究边部遮挡和初始温差对带钢层流冷却阶段产生的残余应力分布的影响规律.对于减小带钢层流 冷却过程中产生的残余应力，减小带钢进入层流冷却前的初始温差更加有效.本研究成果经过现场试验验证，可靠性较高， 可用于指导该种类型高强带钢生产，以减少带钢的残余应力，提高带钢板形质量. 关键词高强钢：带钢：冷却：残余应力：有限元法 分类号TG162.8 Research on relaxing the residual stress of 700 MPa high strength strip steel based on intensive cooling technology QIU Zeng-shuai",SHAO Jian",HE An-rui,YANG Quan",XIA Xiao-ming? 1)National Engineering Research Center for Advanced Rolling,University of Scienceand Technology Beijing,Beijing 100083.China 2)Baosteel Shanghai Meishan Iron Steel Co.,Ltd.Nanjing 210039,China Corresponding author,E-mail:harui@ustb.edu.cn ABSTRACT Intensive cooling technology is widely used to produce high strength strip steel,but high cooling rate leads to some de- fects,such as shape waves caused by high residual stress.A numerical model was established to achieve a coupling calculation of tem- perature,phase transformation and stress for high strength steel (700 MPa)during intensive cooling.Commercial FEM software ABAQUS was used to build coupled models that verified by a series of experiments.The effects of edge masking and initial temperature difference on the residual stress were studied by modifying initial and boundary conditions.It is concluded that reducing the initial temperature difference is more effective to release the residual stress of strip steel during cooling.Proven by industrial experiments, these research results would be used to lower the residual stress and improve the quality of hot-rolled strips. KEY WORDS high strength steel:strip steel:cooling:residual stress:finite element method 密集冷却技术是通过增加上下集管数量或增加集水的压力，实现较高的冷却速度，并且具有设备简单、 管上·形管或喷管数量的方法，将层流冷却的冷却效 维护工作量小等优点，目前被很多热轧厂使用.使用 率提高.密集冷却技术仅改变水流密度，不改变冷却 密集冷却工艺生产高强钢，可以使带钢在精轧之后快 收稿日期：2015-03-20 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51404021)：北京市自然科学基金资助项目(3154035)：中央高校基本科研业务费资助项目(F-TP一 14-103A2)

工程科学学报，第 38 卷，第 4 期: 555--560，2016 年 4 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 4: 555--560，April 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 04． 015; http: / /journals． ustb． edu． cn 基于密集冷却工艺的 700 MPa 级高强带钢减小残余应 力研究 邱增帅1) ，邵 健1) ，何安瑞1) ，杨 荃1) ，夏小明2) 1) 北京科技大学高效轧制国家工程研究中心，北京 100083 2) 宝钢股份上海梅山钢铁公司热轧厂，南京 210039  通信作者，E-mail: harui@ ustb． edu． cn 摘 要 目前密集冷却工艺已广泛用于生产高强度带钢，但是该技术冷却速率较快的特点易造成带钢冷却不均匀等问题，导 致带钢残余应力过大，进而产生边浪等板形缺陷． 本文利用有限元方法，使用 ABAQUS 有限元软件建立某 700 MPa 级高强度 带钢在密集冷却工艺下的模型，实现温度--相变--应力耦合计算，并进行多个实验验证了模型的准确性． 通过修改有限元模型 边界条件和初始条件，研究边部遮挡和初始温差对带钢层流冷却阶段产生的残余应力分布的影响规律． 对于减小带钢层流 冷却过程中产生的残余应力，减小带钢进入层流冷却前的初始温差更加有效． 本研究成果经过现场试验验证，可靠性较高， 可用于指导该种类型高强带钢生产，以减少带钢的残余应力，提高带钢板形质量． 关键词 高强钢; 带钢; 冷却; 残余应力; 有限元法 分类号 TG162. 8 Ｒesearch on relaxing the residual stress of 700 MPa high strength strip steel based on intensive cooling technology QIU Zeng-shuai1) ，SHAO Jian1) ，HE An-rui1)  ，YANG Quan1) ，XIA Xiao-ming2) 1) National Engineering Ｒesearch Center for Advanced Ｒolling，University of Scienceand Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Baosteel Shanghai Meishan Iron ＆ Steel Co． ，Ltd． ，Nanjing 210039，China  Corresponding author，E-mail: harui@ ustb． edu． cn ABSTＲACT Intensive cooling technology is widely used to produce high strength strip steel，but high cooling rate leads to some de￾fects，such as shape waves caused by high residual stress． A numerical model was established to achieve a coupling calculation of tem￾perature，phase transformation and stress for high strength steel ( 700 MPa) during intensive cooling． Commercial FEM software ABAQUS was used to build coupled models that verified by a series of experiments． The effects of edge masking and initial temperature difference on the residual stress were studied by modifying initial and boundary conditions． It is concluded that reducing the initial temperature difference is more effective to release the residual stress of strip steel during cooling． Proven by industrial experiments， these research results would be used to lower the residual stress and improve the quality of hot-rolled strips． KEY WOＲDS high strength steel; strip steel; cooling; residual stress; finite element method 收稿日期: 2015--03--20 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51404021) ; 北京市自然科学基金资助项目( 3154035) ; 中央高校基本科研业务费资助项目( FＲF--TP-- 14--103A2) 密集冷却技术是通过增加上下集管数量或增加集 管上 U 形管或喷管数量的方法，将层流冷却的冷却效 率提高． 密集冷却技术仅改变水流密度，不改变冷却 水的压力，实现较高的冷却速度，并且具有设备简单、 维护工作量小等优点，目前被很多热轧厂使用． 使用 密集冷却工艺生产高强钢，可以使带钢在精轧之后快

·556· 工程科学学报，第38卷，第4期 速冷却至相变区，阻止奥氏体晶粒生长，减小带钢晶粒 尺寸，提高带钢强度.这一技术可以有效减少合金元 物性参数 边界茶件 模型 校准 素，实现降本增效，因此密集冷却工艺已经被广泛应用 现场数据 于生产高强度级别带钢0.同时，由于密集冷却的以 冷却过程三维温度场模型 上特点，导致带钢表面冷却效率不均等问题更加突出， 表现为冷却过程中带钢宽度、厚度上的冷却不同步，引 起相变不同步，进而产生残余应力，导致带钢出现浪形 冷却过程相变模型 模型 等板形问题冈.板形理论认为带钢板形问题实质上是 校准 带钢残余应力的外在表现形式. CT曲线 相变 目前对于带钢层流冷却过程的研究较多.汪贺模 相变 动力学模型 热力学模里 等四研究水流量对热轧钢板层流冷却过程对流换热系 数的影响.苏艳萍可、王晓东等和陈银莉等切使用 有限元方法对热轧普碳钢层流冷却过程中的温度场、 模型 材料本构关系 残余 相变、和应力场进行研究.衣海龙等圆采用实验方法 应力测试 研究快速冷却工艺对高强钢性能的影响.Yoshida网对 带钢层流冷却后的残余应力进行定性分析.Umemo-- 0 too、Han和Park 0研究带钢冷却过程中的相变动力 温度场、相变，应力场 学问题，推导出带钢连续冷却的相变动力学方程.Cho 图1带钢有限元模型结构 等☒对层流冷却过程中产生的残余应力进行研究，推 Fig.1 Structure of the finite element model 导出本构方程，分析带钢层流冷却过程中可能出现的 板形问题 面体单元，对应ABAQUS中的C3D8T单元.边部的温 本文使用有限元方法模拟层流冷却过程，并通过 度场及应力场较复杂，故细化边部网格，使带钢两侧边 修改边界条件和初始条件建立不同工况对应的带钢有 部0.2m内网格密度是带钢中部网格密度的5倍.带 限元模型，研究不同工况对700MPa级高强度带钢层 钢初始温度分布如图2所示. 流冷却过程中残余应力减量化的影响规律.模型结合 温度℃ 该高强带钢的特点，较准确地模拟现场工况，可代替现 场试验，使各工艺效果验证的成本和时间大大减少. 模型计算结果可以用于指导现场生产，以实现高强带 钢的残余应力减量化 1冷却过程有限元模型建立 模型包括两部分：一部分是采用通用有限元软件 ABAQUS的Standard模块建立的三维有限元模型前处 图2带钢CAE模型 理部分模型(CAE),该部分工作包括带钢三维建模 Fig.2 CAE model of the strip steel (CAD)、材料属性、网格划分、加载部分边界条件等： 另一部分是使用FORTRAN语言编写的子程序，子程 1.1.2钢种及物性参数 序中包含模型的相变、材料本构方程等.计算过程中 该钢种为低合金钢，其主要合金元素（质量分数） ABAOUS求解器作为主程序，调用子程序，实现温度一 为C(0.063%)、Mn(1.843%)、Si(0.019%)、P 相变一应力的耦合计算.其结构如图1所示。 (0.001%)、S(0.001%)、Ni(0.084%)、Nb 1.1带钢层流冷却三维温度场模型 (0.062%)、Ti(0.094%)、Cr（0.021%)、Mo 该有限元模型主要考察带钢轧制方向的应力分 (0.172%)和V(0.003%).为保证计算准确，须获取 布，故在建立模型时，带钢长度和厚度上物性参数、初 带钢的各种物性参数，包括带钢的密度、比热容、传导 始条件和边界条件均匀分布 率等.这些参数作为钢种开发时的基本属性，投入生 1.1.1带钢CAE模型 产之前已通过实验获得，能够保证参数的准确性 以某厂生产的7O0MPa级高强度带钢为例，建立 1.1.3初始温度和边界条件 有限元模型，如图2所示.带钢模型长×宽×厚= 初始温度准确性对模型精度影响很大，现场测量 5m×1.2m×0.003m,网格类型为温度一位移耦合的六 带钢初始温度数据，拟合出曲线导入模型，保证模型初

工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 速冷却至相变区，阻止奥氏体晶粒生长，减小带钢晶粒 尺寸，提高带钢强度． 这一技术可以有效减少合金元 素，实现降本增效，因此密集冷却工艺已经被广泛应用 于生产高强度级别带钢［1］． 同时，由于密集冷却的以 上特点，导致带钢表面冷却效率不均等问题更加突出， 表现为冷却过程中带钢宽度、厚度上的冷却不同步，引 起相变不同步，进而产生残余应力，导致带钢出现浪形 等板形问题［2］． 板形理论认为带钢板形问题实质上是 带钢残余应力的外在表现形式［3］． 目前对于带钢层流冷却过程的研究较多． 汪贺模 等［4］研究水流量对热轧钢板层流冷却过程对流换热系 数的影响． 苏艳萍［5］、王晓东等［6］和陈银莉等［7］使用 有限元方法对热轧普碳钢层流冷却过程中的温度场、 相变、和应力场进行研究． 衣海龙等［8］采用实验方法 研究快速冷却工艺对高强钢性能的影响． Yoshida［9］对 带钢层流冷却后的残余应力进行定性分析． Umemo￾to［10］、Han 和 Park［11］研究带钢冷却过程中的相变动力 学问题，推导出带钢连续冷却的相变动力学方程． Cho 等［12］对层流冷却过程中产生的残余应力进行研究，推 导出本构方程，分析带钢层流冷却过程中可能出现的 板形问题． 本文使用有限元方法模拟层流冷却过程，并通过 修改边界条件和初始条件建立不同工况对应的带钢有 限元模型，研究不同工况对 700 MPa 级高强度带钢层 流冷却过程中残余应力减量化的影响规律． 模型结合 该高强带钢的特点，较准确地模拟现场工况，可代替现 场试验，使各工艺效果验证的成本和时间大大减少． 模型计算结果可以用于指导现场生产，以实现高强带 钢的残余应力减量化． 1 冷却过程有限元模型建立 模型包括两部分: 一部分是采用通用有限元软件 ABAQUS 的 Standard 模块建立的三维有限元模型前处 理部分模型( CAE) ，该部分工作包括带钢三维建模 ( CAD) 、材料属性、网格划分、加载部分边界条件等; 另一部分是使用 FOＲTＲAN 语言编写的子程序，子程 序中包含模型的相变、材料本构方程等． 计算过程中 ABAQUS 求解器作为主程序，调用子程序，实现温度-- 相变--应力的耦合计算． 其结构如图 1 所示． 1. 1 带钢层流冷却三维温度场模型 该有限元模型主要考察带钢轧制方向的应力分 布，故在建立模型时，带钢长度和厚度上物性参数、初 始条件和边界条件均匀分布． 1. 1. 1 带钢 CAE 模型 以某厂生产的 700 MPa 级高强度带钢为例，建立 有限元模型，如图 2 所示． 带钢模型长 × 宽 × 厚 = 5 m × 1. 2 m × 0. 003 m，网格类型为温度--位移耦合的六 图 1 带钢有限元模型结构 Fig． 1 Structure of the finite element model 面体单元，对应 ABAQUS 中的 C3D8T 单元． 边部的温 度场及应力场较复杂，故细化边部网格，使带钢两侧边 部 0. 2 m 内网格密度是带钢中部网格密度的 5 倍． 带 钢初始温度分布如图 2 所示． 图 2 带钢 CAE 模型 Fig． 2 CAE model of the strip steel 1. 1. 2 钢种及物性参数 该钢种为低合金钢，其主要合金元素( 质量分数) 为 C ( 0. 063% ) 、Mn ( 1. 843% ) 、Si ( 0. 019% ) 、P ( 0. 001% ) 、 S ( 0. 001% ) 、 Ni ( 0. 084% ) 、 Nb ( 0. 062% ) 、Ti ( 0. 094% ) 、Cr ( 0. 021% ) 、Mo ( 0. 172% ) 和 V ( 0. 003% ) ． 为保证计算准确，须获取 带钢的各种物性参数，包括带钢的密度、比热容、传导 率等． 这些参数作为钢种开发时的基本属性，投入生 产之前已通过实验获得，能够保证参数的准确性． 1. 1. 3 初始温度和边界条件 初始温度准确性对模型精度影响很大，现场测量 带钢初始温度数据，拟合出曲线导入模型，保证模型初 · 655 ·

邱增帅等：基于密集冷却工艺的700MPa级高强带钢减小残余应力研究 557 始条件准确性. 温转变的参数，与带钢温度和成分有关 带钢层流冷却模型的边界条件主要为带钢冷却过 由于ABAQUS为通用有限元软件，无相变计算模 程中的热交换过程，主要有两种形式：一种是对流换 块，需对ABAQUS进行二次开发.即使用FORTRAN 热，包括带钢与冷却水的对流换热和带钢与空气的对 语言，将相变动力学方程等内容写入HETVAL子程 流换热：另一种是带钢的热辐射.带钢水冷阶段，冷却 序，供ABAQUS主程序调用. 水在带钢表面形成射流冲击区和稳态膜沸腾区.水冷 1.3材料本构关系 阶段射流冲击区的冷却效率远高于稳态膜沸腾区，而 热轧带钢在冷却过程中，由于诱因的不同，总的应 空冷阶段热辐射效率高于空气对流换热. 变是由几个部分组成的，写成增量形式： 下式为层流冷却过程中射流冲击区的对流换热 dey=deg+de+de+de"+de (6) 系数 式中：deds和ds分别为弹性应变、热应变和塑性 h.=P"(0.037Re-850)÷ (1) 应变的增量；de和de是与相变相关的，分别是由于 相变体积变化引起的应变增量和相变诱导塑性应变 式中，Pr为普朗特常数，Pr=uC,Aμ为动力黏度，kg 分量网 mls;C,为比定压热容，Jkg1·K:入为导热系 与其对应的总的应力为 数，W·m·K;Re为雷诺数，Re=Wpwlμ；W为冲击区 do=[C]ds (7) 的宽度，mp为密度，kgm3:t为射流水速度，ms 式中[C,为刚度矩阵对应分量. 带钢在输出辊道上的热辐射发射率： 本构关系需使用FORTRAN语言编写入UMAT子 e-T需a2s7-08)+11 (2) 程序，供主程序调用，实现本构关系的计算 1000 式中：T为带钢表面温度，K;ε为带钢在输出辊道上的 2模型计算结果及校核 热辐射发射率 2.1带钢模型温度场计算结果及验证 模型中包含内热源，忽略变形热，则内热源q为过 为验证模型温度场计算的准确性，对该厂带钢层 冷奥氏体体向其他相转变产生的相变潜热： 流冷却过程的温度场进行跟踪.选取图3中标注的4 △X q=△H, (3) 个位置，使用热像仪获得各位置带钢宽度上的温度分 布.图3为从红外热像仪提取的实测温度和模型计算 式中：△H:为温度T下奥氏体完全相变产热的热量，J· 温度的对比.模型计算值和实测值接近，说明有限元 kg;△X为第i增量步的相变转变量. 模型的温度场计算结果较准确。 1.2带钢层流冷却相变模型 1100 相变模型主要包括相变动力学方程、相变生热计 精轧出口拟合 一合一精轧出实测 一第一水冷后拟合 算和相变孕育期计算等.过冷度是相变的动力，但相 一一第一水冷后实测 ◆一第水冷前拟合 一4一第二水冷前实测 变生热又会影响温度，故相变过程为温度和相变的耦 900 ◆一卷取拟合 一卷取前实测 合过程，必须将温度和相变耦合求解.根据该700MP: 801 高强带钢成分分析，该钢种在等温相变过程中奥氏体 相变的动力学方程可采用Johnson-Mehl-Avrami-Kol- 70 morgorov(JMAK)方程： 6 =1-exp(-b). X (4) 50 02 0.4 0.60.81.0 式中，X为相变比例，X为热力学平衡分数，b和n是与 宽度位置加 带钢成分和温度有关的参数，为时间.该方程描述了 图3实测温度和计算温度对比 奥氏体等温转变过程.层流冷却过程为非等温转变过 Fig.3 Comparison between measured temperature and modal results 程，根据Scheil可加性法则得出连续冷却相变动力学 2.2相变模型验证 方程： 图4为有限元模型计算得到的相变结果.选取中 =1-ep[-k,r+0)门 部和边部的两个节点，并提取两节点冷却过程中奥氏 X 体和铁素体比例.可以看出，带钢边部相变开始较早， r--1-川 (5) 且相变速度较快.这是因为带钢边部温度较低且冷速 较快，更早和达到相变开始温度.冷却过程中，带钢边 式中：△：是第i增量步的时间增量：k和n是连续非等 部相变始终快于中部.相变结束时中部节点的奥氏体

邱增帅等: 基于密集冷却工艺的 700 MPa 级高强带钢减小残余应力研究 始条件准确性． 带钢层流冷却模型的边界条件主要为带钢冷却过 程中的热交换过程，主要有两种形式: 一种是对流换 热，包括带钢与冷却水的对流换热和带钢与空气的对 流换热; 另一种是带钢的热辐射． 带钢水冷阶段，冷却 水在带钢表面形成射流冲击区和稳态膜沸腾区． 水冷 阶段射流冲击区的冷却效率远高于稳态膜沸腾区，而 空冷阶段热辐射效率高于空气对流换热． 下式为层流冷却过程中射流冲击区的对流换热 系数［13］: hc = Pr0. 33 ( 0. 037Ｒe0. 8 － 850) λ W ． ( 1) 式中，Pr 为普朗特常数，Pr = μCp /λ; μ 为动力黏度，kg· m － 1·s － 1 ; Cp 为比定压热容，J·kg － 1·K － 1 ; λ 为导热系 数，W·m － 1·K － 1 ; Ｒe 为雷诺数，Ｒe = Wρν /μ; W 为冲击区 的宽度，m; ρ 为密度，kg·m － 3 ; v 为射流水速度，m·s － 1 ． 带钢在输出辊道上的热辐射发射率: ε = T － 273 ( 1000 0. 125 T － 273 1000 ) － 0. 38 + 1. 1． ( 2) 式中: T 为带钢表面温度，K; ε 为带钢在输出辊道上的 热辐射发射率． 模型中包含内热源，忽略变形热，则内热源 q 为过 冷奥氏体体向其他相转变产生的相变潜热: q = ΔHi ΔXi Δt ． ( 3) 式中: ΔHi 为温度 Ti下奥氏体完全相变产热的热量，J· kg － 1 ; ΔXi 为第 i 增量步的相变转变量． 1. 2 带钢层流冷却相变模型 相变模型主要包括相变动力学方程、相变生热计 算和相变孕育期计算等． 过冷度是相变的动力，但相 变生热又会影响温度，故相变过程为温度和相变的耦 合过程，必须将温度和相变耦合求解． 根据该 700 MPa 高强带钢成分分析，该钢种在等温相变过程中奥氏体 相变的动力学方程可采用 Johnson--Mehl--Avrami--Kol￾morgorov ( JMAK) 方程: X Xe = 1 － exp( － btn ) ． ( 4) 式中，X 为相变比例，Xe 为热力学平衡分数，b 和 n 是与 带钢成分和温度有关的参数，t 为时间． 该方程描述了 奥氏体等温转变过程． 层流冷却过程为非等温转变过 程，根据 Scheil 可加性法则得出连续冷却相变动力学 方程［14］: Xi Xe i = 1 － exp［－ ki ( t' + Δt) n ］， t' [ = － 1 ki ( ln 1 － Xi － 1 Xe ) ] i 1 / n ． ( 5) 式中: Δt 是第 i 增量步的时间增量; k 和 n 是连续非等 温转变的参数，与带钢温度和成分有关． 由于 ABAQUS 为通用有限元软件，无相变计算模 块，需对 ABAQUS 进行二次开发． 即使用 FOＲTＲAN 语言，将相变动力学方程等内容写入 HETVAL 子程 序，供 ABAQUS 主程序调用． 1. 3 材料本构关系 热轧带钢在冷却过程中，由于诱因的不同，总的应 变是由几个部分组成的，写成增量形式: dεij = dεe ij + dεth ij + dεp ij + dεtr ij + dεtb ij ． ( 6) 式中: dεe ij、dεth ij 和 dεp ij分别为弹性应变、热应变和塑性 应变的增量; dεtr ij 和 dεtb ij 是与相变相关的，分别是由于 相变体积变化引起的应变增量和相变诱导塑性应变 分量［14］． 与其对应的总的应力为 dσij =［C］ijdεij． ( 7) 式中［C］ij为刚度矩阵对应分量． 本构关系需使用 FOＲTＲAN 语言编写入 UMAT 子 程序，供主程序调用，实现本构关系的计算． 2 模型计算结果及校核 2. 1 带钢模型温度场计算结果及验证 为验证模型温度场计算的准确性，对该厂带钢层 流冷却过程的温度场进行跟踪． 选取图 3 中标注的 4 个位置，使用热像仪获得各位置带钢宽度上的温度分 布． 图 3 为从红外热像仪提取的实测温度和模型计算 温度的对比． 模型计算值和实测值接近，说明有限元 模型的温度场计算结果较准确． 图 3 实测温度和计算温度对比 Fig． 3 Comparison between measured temperature and modal results 2. 2 相变模型验证 图 4 为有限元模型计算得到的相变结果． 选取中 部和边部的两个节点，并提取两节点冷却过程中奥氏 体和铁素体比例． 可以看出，带钢边部相变开始较早， 且相变速度较快． 这是因为带钢边部温度较低且冷速 较快，更早和达到相变开始温度． 冷却过程中，带钢边 部相变始终快于中部． 相变结束时中部节点的奥氏体 · 755 ·

·558· 工程科学学报，第38卷，第4期 1.2 。一中部奥氏体▲一中部铁素体 全部转化为铁素体，而边部奥氏体相变结束前铁素体 。一边部奥氏体 一V一边部铁素体 就停止生成，说明带钢中部奥氏体全部转化为铁素体， 09 边部除铁素体生成外，还有少量其他组织.计算数据 显示，边部有少量的贝氏体出现，比例为2.6%. 为验证相变结果，在该高强度带钢的不同宽度位 置取样，进行扫描电镜观察，得到的扫描电镜照片如图 5所示.从试样的扫描电镜照片看：带钢中部全部为铁 素体，无贝氏体：而带钢边部除铁素体以外，还有少量 的贝氏体出现。这是因为带钢边部冷却速度比中部 10 时间/s 快，当温度和冷速符合贝氏体相变要求时，带钢边部产 生少量贝氏体.扫描电镜观察结果与模型的相变计算 图4带钢中部和边部相变过程 结果接近，说明有限元模型中相变计算结果较准确. Fig.4 Phase transformation in the middle and side of the strip steel 图5扫描电镜照片.()带钢中部：(b)带钢边部 Fig.5 SEM images:(a)middle of the strip steel;(b)side of the strip steel 2.3残余应力计算模型 工艺，经过层流冷却，依然有可能出现边浪.对比现场 图6为有限元模型计算得到的带钢应力状态，两 跟踪结论和计算结果，认为该700MPa级高强度带钢 条曲线分别为模型计算得到的带钢宽度各位置的等效 在层流冷却过程中，有向边浪发展的趋势，模型应力计 应力和长度方向的应力分量.从图中可以看出，带钢 算结果和实际吻合 中部的等效应力较小，边部较大，并且越靠近边部应力 越大，在边缘处应力最大，说明边部发生屈服的风险更 3不同工艺对残余应力的影响规律 高.带钢中部长度方向的应力分量为正，受拉应力：边 修改边界条件和初始条件，建立边部遮挡和初始 部为负，受压应力.根据板形理论判断带钢出现边浪 温差对应的模型，通过计算得出两种工况对该高强带 或为边浪趋势 钢残余应力减量化的影响规律 现场跟踪发现：该钢种在精轧时采用微中浪轧制 3.1 带钢边部遮挡工艺的影响 设计3种遮挡量，分别为不遮挡、边部遮挡0.2m 300 和边部遮挡0.3m.原有模型初始条件不变，修改其边 界条件，即修改模型中带钢表面对流换热系数，得到与 150 3种遮挡量对应的模型. 图7为不同遮挡量模型的应力计算结果.从图中 看出：边部遮挡0.2m,其边部等效应力小于无遮挡带 钢：遮挡量为0.3m时，带钢的边部应力增大到512.33 -150 一·一等效应力 0一长度方向应力分量 MPa,远大于屈服应力，带钢将发生屈服.计算结果表 明边部遮挡方法能一定程度上减小带钢的残余应力： -300 0.3 0.6 0.9 L2 宽度位置m 但遮挡量过大，反而会导致残余应力增大 图6带钢宽度上应力分布 3.2带钢初始温差的影响 Fig.6 Stresses of the strip steel in the width direction 设计的3种温差分别为30、80和120℃.图8所

工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 图 4 带钢中部和边部相变过程 Fig． 4 Phase transformation in the middle and side of the strip steel 全部转化为铁素体，而边部奥氏体相变结束前铁素体 就停止生成，说明带钢中部奥氏体全部转化为铁素体， 边部除铁素体生成外，还有少量其他组织． 计算数据 显示，边部有少量的贝氏体出现，比例为 2. 6% ． 为验证相变结果，在该高强度带钢的不同宽度位 置取样，进行扫描电镜观察，得到的扫描电镜照片如图 5 所示． 从试样的扫描电镜照片看: 带钢中部全部为铁 素体，无贝氏体; 而带钢边部除铁素体以外，还有少量 的贝氏体出现． 这是因为带钢边部冷却速度比中部 快，当温度和冷速符合贝氏体相变要求时，带钢边部产 生少量贝氏体． 扫描电镜观察结果与模型的相变计算 结果接近，说明有限元模型中相变计算结果较准确． 图 5 扫描电镜照片． ( a) 带钢中部; ( b) 带钢边部 Fig． 5 SEM images: ( a) middle of the strip steel; ( b) side of the strip steel 2. 3 残余应力计算模型 图 6 为有限元模型计算得到的带钢应力状态，两 条曲线分别为模型计算得到的带钢宽度各位置的等效 应力和长度方向的应力分量． 从图中可以看出，带钢 中部的等效应力较小，边部较大，并且越靠近边部应力 越大，在边缘处应力最大，说明边部发生屈服的风险更 高． 带钢中部长度方向的应力分量为正，受拉应力; 边 部为负，受压应力． 根据板形理论判断带钢出现边浪 或为边浪趋势． 图 6 带钢宽度上应力分布 Fig． 6 Stresses of the strip steel in the width direction 现场跟踪发现: 该钢种在精轧时采用微中浪轧制 工艺，经过层流冷却，依然有可能出现边浪． 对比现场 跟踪结论和计算结果，认为该 700 MPa 级高强度带钢 在层流冷却过程中，有向边浪发展的趋势，模型应力计 算结果和实际吻合． 3 不同工艺对残余应力的影响规律 修改边界条件和初始条件，建立边部遮挡和初始 温差对应的模型，通过计算得出两种工况对该高强带 钢残余应力减量化的影响规律． 3. 1 带钢边部遮挡工艺的影响 设计 3 种遮挡量，分别为不遮挡、边部遮挡 0. 2 m 和边部遮挡 0. 3 m． 原有模型初始条件不变，修改其边 界条件，即修改模型中带钢表面对流换热系数，得到与 3 种遮挡量对应的模型． 图 7 为不同遮挡量模型的应力计算结果． 从图中 看出: 边部遮挡 0. 2 m，其边部等效应力小于无遮挡带 钢; 遮挡量为 0. 3 m 时，带钢的边部应力增大到 512. 33 MPa，远大于屈服应力，带钢将发生屈服． 计算结果表 明边部遮挡方法能一定程度上减小带钢的残余应力; 但遮挡量过大，反而会导致残余应力增大． 3. 2 带钢初始温差的影响 设计的 3 种温差分别为 30、80 和 120 ℃ ． 图 8 所 · 855 ·

邱增帅等：基于密集冷却工艺的700MP级高强带钢减小残余应力研究 559· 力为106.96MPa,远小于该温度下的屈服应力，不会发 。一边部无遮挡 生屈服. 0一边部遮挡0.2m 40 边部遮挡03m 量一温差30℃ 400 0一温差80℃ 4一温差120℃ 200 200 0.3 0.6 0.9 宽度位置m 446 图7边部遮挡时带钢宽度上等效应力分布 03 0.6 0.9 1.2 Fig.7 Mises stresses of the strip steel in the width direction under 宽度位置/m the condition of edge masking 图8带钢宽度上等效应力分布 Fig.8 Mises stresses of the strip steel in the width direction at differ- 示为3种温差的带钢经过层流冷却后带钢横向的残余 ent initial temperature differences 应力分布.从图中可以看出，随着带钢边部初始温差 增大，带钢边部残余应力变大.温差为120℃时，带钢 3.3各种工艺影响规律对比 边部等效应力为445.92MPa,远大于该温度的屈服应 将两种工艺中残余应力减量化最有效的工况进行 力，带钢发生屈服：当温差为30℃时，带钢边部等效应 对比，效果如表1所示. 表1两种工艺效果对比 Table 1 Comparison of decrease in residual stress between two technologies 工况 工艺 等效应力/MPa 减量化/% 应力分量/MPa 减量化/% 基本工况 334.12 -249.19 初始温差 温差30℃ 206.59 38.17 -150.11 39.74 边部遮挡 全遮0.2m 279.40 16.38 -215.33 13.59 从表1中可以看出：当边部温差控制到30℃ 4 优化工艺及效果 时，带钢边部等效应力减小38.17%，长度方向应 力分量减小39.74%：边部遮挡效果最好的工况为 基于以上研究结果，在该厂热轧线进行现场试验 边部0.2m全部遮挡，实施后带钢的等效应力减小 为尽量减小对带钢性能的影响，采用两种工艺同时使 16.38%,应力分量减小13.59%.这说明边部遮挡 用的方法进行，即堵塞层流冷却集管边部喷嘴同时将 和控制带钢初始温差对应力减量化都有效果，但是 F6~7之间的机架间冷却水边部喷嘴堵塞.对实施 控制带钢初始温差效果更显著.因此对于减轻在 优化工艺后的该高强带钢进行跟踪，统计浪形比例. 层流冷却阶段产生的残余应力来说，控制带钢精轧 在实施优化工艺后带钢边浪缺陷比实施优化前减少 出口温差，比在层流冷却过程中进行边部遮挡等工 34%,且带钢性能未受影响. 艺更加有效 图9为同一卷该种带钢的头部200m位置和尾部 图9同卷高强带钢的浪形对比.(a)带钢头部：(b)带钢尾部 Fig.9 Wave shapes in the same strip steel:(a)head;(b)tail

邱增帅等: 基于密集冷却工艺的 700 MPa 级高强带钢减小残余应力研究 图 7 边部遮挡时带钢宽度上等效应力分布 Fig． 7 Mises stresses of the strip steel in the width direction under the condition of edge masking 示为 3 种温差的带钢经过层流冷却后带钢横向的残余 应力分布． 从图中可以看出，随着带钢边部初始温差 增大，带钢边部残余应力变大． 温差为 120 ℃ 时，带钢 边部等效应力为 445. 92 MPa，远大于该温度的屈服应 力，带钢发生屈服; 当温差为 30 ℃时，带钢边部等效应 力为 106. 96 MPa，远小于该温度下的屈服应力，不会发 生屈服． 图 8 带钢宽度上等效应力分布 Fig． 8 Mises stresses of the strip steel in the width direction at differ￾ent initial temperature differences 3. 3 各种工艺影响规律对比 将两种工艺中残余应力减量化最有效的工况进行 对比，效果如表 1 所示． 表 1 两种工艺效果对比 Table 1 Comparison of decrease in residual stress between two technologies 工况 工艺 等效应力/MPa 减量化/% 应力分量/MPa 减量化/% 基本工况 — 334. 12 — － 249. 19 — 初始温差 温差 30 ℃ 206. 59 38. 17 － 150. 11 39. 74 边部遮挡 全遮 0. 2 m 279. 40 16. 38 － 215. 33 13. 59 从表 1 中 可 以 看 出: 当 边 部 温 差 控 制 到 30 ℃ 时，带钢 边 部 等 效 应 力 减 小 38. 17% ，长 度 方 向 应 力分量减小 39. 74% ; 边 部 遮 挡 效 果 最 好 的 工 况 为 图 9 同卷高强带钢的浪形对比． ( a) 带钢头部; ( b) 带钢尾部 Fig． 9 Wave shapes in the same strip steel: ( a) head; ( b) tail 边部 0. 2 m 全部遮挡，实施后带钢的等效应力减小 16. 38% ，应力分量减小 13. 59% ． 这说明边部遮挡 和控制带钢初始温差对应力减量化都有效果，但是 控制带钢 初 始 温 差 效 果 更 显 著． 因 此 对 于 减 轻 在 层流冷却阶段产生的残余应力来说，控制带钢精轧 出口温差，比在层流冷却过程中进行边部遮挡等工 艺更加有效． 4 优化工艺及效果 基于以上研究结果，在该厂热轧线进行现场试验． 为尽量减小对带钢性能的影响，采用两种工艺同时使 用的方法进行，即堵塞层流冷却集管边部喷嘴同时将 F6 ～ F7 之间的机架间冷却水边部喷嘴堵塞． 对实施 优化工艺后的该高强带钢进行跟踪，统计浪形比例． 在实施优化工艺后带钢边浪缺陷比实施优化前减少 34% ，且带钢性能未受影响． 图 9 为同一卷该种带钢的头部 200 m 位置和尾部 · 955 ·

·560· 工程科学学报，第38卷，第4期 200m位置.精轧出口板形仪显示板形良好.生产该 nar flow rate on the heat transfer coefficient of a hot steel plate 带钢尾部时开机架间冷却水，两种手段同时起作用：生 cooling.J Unin Sci Technol Beijing,2012,34(12):1421 产带钢头部时没有开机架间冷却水，只有层流冷却边 (汪贺模，余伟，苏岚，等.水流量对热轧钢板层流冷却过程 对流换热系数的影响.北京科技大学学报，2012,34(12)： 部遮挡起作用.从图中可以看出带钢头部有明显浪 1421) 形，而尾部没有.综合统计结果和浪形测量结果表明， 5]Su Y P.Research on Internal Stress and Buckling During Laminar 堵塞机架间冷却水喷管和层流集管的边部喷嘴可以减 Cooling of Hot Rolled Steel Strip [Dissertation].Beijing:Univer- 少高强带钢浪形，堵塞机架间冷却水边部喷嘴更加有 sity of Science and Technology Beijing,2009 效.根据板形理论，即该优化手段可以实现残余应力 (苏艳萍.热轧带钢层流冷却过程内应力及屈曲变形研究[学 减量化 位论文].北京：北京科技大学，2009) 6]Wang X D,He A R,Yang Q,et al.Temperature and phase 5结论 transformation coupling prediction model of hot rolled strip cooled on the run-out table.J Unin Sci Technol Beijing,2006,28 (10): (1)根据实验和现场测量得到的数据，对模型调 964 整校正，得到700MPa级高强带钢层流冷却过程的有 (王晓东，何安瑞，杨荃，等.热轧带钢层流冷却过程中温度 限元模型，该模型可以较准确地计算带钢层流冷却过 与相变耦合预测模型.北京科技大学学报，2006,28(10)： 程中的温度、相变和应力 964) (2)该有限元模型可以通过修改边界条件和初始 Chen Y L,Yu W,Su L,et al.Analysis of residual stress in hot rolled steel strip during laminar cooling.Trans Mater Heat Treat, 条件，得到新的模型，模拟不同工况对应的带钢，以计 2010,31(6):155 算各工况对残余应力减量化的影响规律，对比得出最 (陈银莉，余伟，苏岚，等.热轧带钢层流冷却过程中残余应力 有效的优化手段. 分析.材料热处理学报，2010,31(6)：155) (3)通过两种优化工艺对密集冷却工艺下生产的 [8]Yi H L,Wang X N,Wang G D,et al.Microstructure and me- 高强带钢残余应力减量化的影响对比发现，要减小该 chanical properties of 710 MPa hot-rolled high-strength steel. 种高强带钢的残余应力，减小层流冷却的初始温差效 Northeast Unin Nat Sci,2009,30(10)1421 (衣海龙，王晓南，王国栋，等.710MPa级热轧高强钢的组 果好于边部遮挡的效果. 织性能.东北大学学报（自然科学版），2009,30(10)：1421) Yoshida H.Analysis of flatness of hot rolled steel strip after cool- 参考文献 ing.Trans Iron Steel Inst Jpn,1984,24(3):212 Wang G D.The new generation TMCP with the key technology of [10]Umemoto M.Continuous cooling transformation kinetics.Weld ultra fast cooling.Shanghai Met,2008,30(2):1 1t,1990,4(12):939 (王国栋.以超快速冷却为核心的新一代TMCP技术.上海金 [11]Han H N,Park S H.Model for cooling and phase transformation 属，2008,30(2)：1) behavior of transformation induced plasticity steel on run-out table Zhang Q D.Li B.Zhang X F.Research on the behavior and in hot strip mill.Mater Sci Technol,2001,17(6):721 effects of flatness control in strip temper rolling process.J Mech 12] Cho HH,Cho Y G,Im Y R,et al.A finite element analysis for Eng,2014,50(8):45 asymmetric contraction after coiling of hot-rolled steel.J Mater (张清东，李博，张晓峰.带钢平整轧制板形控制行为及效应 Process Technol,2010,210(6):907 的研究.机械工程学报，2014,50(8)：45) 013]Prieto MM,Ruiz L S,Menendez JA.Thermal performance of 3]Dai JT.Deformation of Warping and Longitudinal Buckling for numerical model of hot strip mill run-out table.fronmaking Steel- Thin and Wide Strip [Dissertation].Beijing:University of Sci- making,2001,28(6):474 ence and Technology Beijing,2010 [14]Han H N,Lee J K,Kim H J,et al.Model for deformation,tem- (戴杰涛.薄宽带钢板形翘曲与纵向瓢曲变形行为研究[学位 perature and phase transformation behavior of steels on run-out 论文].北京：北京科技大学，2010) table in hot strip mill.J Mater Process Technol,2002,128(1- 4]Wang H M,Yu W,Su L.et al.Effect of water flow during lami- 3):2166

工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 200 m 位置． 精轧出口板形仪显示板形良好． 生产该 带钢尾部时开机架间冷却水，两种手段同时起作用; 生 产带钢头部时没有开机架间冷却水，只有层流冷却边 部遮挡起作用． 从图中可以看出带钢头部有明显浪 形，而尾部没有． 综合统计结果和浪形测量结果表明， 堵塞机架间冷却水喷管和层流集管的边部喷嘴可以减 少高强带钢浪形，堵塞机架间冷却水边部喷嘴更加有 效． 根据板形理论，即该优化手段可以实现残余应力 减量化． 5 结论 ( 1) 根据实验和现场测量得到的数据，对模型调 整校正，得到 700 MPa 级高强带钢层流冷却过程的有 限元模型，该模型可以较准确地计算带钢层流冷却过 程中的温度、相变和应力． ( 2) 该有限元模型可以通过修改边界条件和初始 条件，得到新的模型，模拟不同工况对应的带钢，以计 算各工况对残余应力减量化的影响规律，对比得出最 有效的优化手段． ( 3) 通过两种优化工艺对密集冷却工艺下生产的 高强带钢残余应力减量化的影响对比发现，要减小该 种高强带钢的残余应力，减小层流冷却的初始温差效 果好于边部遮挡的效果． 参 考 文 献 ［1］ Wang G D． The new generation TMCP with the key technology of ultra fast cooling． Shanghai Met，2008，30( 2) : 1 ( 王国栋． 以超快速冷却为核心的新一代 TMCP 技术． 上海金 属，2008，30( 2) : 1) ［2］ Zhang Q D，Li B，Zhang X F． Ｒesearch on the behavior and effects of flatness control in strip temper rolling process． J Mech Eng，2014，50( 8) : 45 ( 张清东，李博，张晓峰． 带钢平整轧制板形控制行为及效应 的研究． 机械工程学报，2014，50( 8) : 45) ［3］ Dai J T． Deformation of Warping and Longitudinal Buckling for Thin and Wide Strip ［Dissertation］． Beijing: University of Sci￾ence and Technology Beijing，2010 ( 戴杰涛． 薄宽带钢板形翘曲与纵向瓢曲变形行为研究［学位 论文］． 北京: 北京科技大学，2010) ［4］ Wang H M，Yu W，Su L，et al． Effect of water flow during lami￾nar flow rate on the heat transfer coefficient of a hot steel plate cooling． J Univ Sci Technol Beijing，2012，34( 12) : 1421 ( 汪贺模，余伟，苏岚，等． 水流量对热轧钢板层流冷却过程 对流换热系数的影响． 北京科技大学学报，2012，34 ( 12) : 1421) ［5］ Su Y P． Ｒesearch on Internal Stress and Buckling During Laminar Cooling of Hot Ｒolled Steel Strip ［Dissertation］． Beijing: Univer￾sity of Science and Technology Beijing，2009 ( 苏艳萍． 热轧带钢层流冷却过程内应力及屈曲变形研究［学 位论文］． 北京: 北京科技大学，2009) ［6］ Wang X D，He A Ｒ，Yang Q，et al． Temperature and phase transformation coupling prediction model of hot rolled strip cooled on the run-out table． J Univ Sci Technol Beijing，2006，28( 10) : 964 ( 王晓东，何安瑞，杨荃，等． 热轧带钢层流冷却过程中温度 与相变耦合预测模型． 北京科技大学学报，2006，28 ( 10) : 964) ［7］ Chen Y L，Yu W，Su L，et al． Analysis of residual stress in hot rolled steel strip during laminar cooling． Trans Mater Heat Treat， 2010，31( 6) : 155 ( 陈银莉，余伟，苏岚，等． 热轧带钢层流冷却过程中残余应力 分析． 材料热处理学报，2010，31( 6) : 155) ［8］ Yi H L，Wang X N，Wang G D，et al． Microstructure and me￾chanical properties of 710 MPa hot-rolled high-strength steel． J Northeast Univ Nat Sci，2009，30( 10) : 1421 ( 衣海龙，王晓南，王国栋，等． 710 MPa 级热轧高强钢的组 织性能． 东北大学学报( 自然科学版) ，2009，30( 10) : 1421) ［9］ Yoshida H． Analysis of flatness of hot rolled steel strip after cool￾ing． Trans Iron Steel Inst Jpn，1984，24( 3) : 212 ［10］ Umemoto M． Continuous cooling transformation kinetics． Weld Int，1990，4( 12) : 939 ［11］ Han H N，Park S H． Model for cooling and phase transformation behavior of transformation induced plasticity steel on run-out table in hot strip mill． Mater Sci Technol，2001，17( 6) : 721 ［12］ Cho H H，Cho Y G，Im Y Ｒ，et al． A finite element analysis for asymmetric contraction after coiling of hot-rolled steel． J Mater Process Technol，2010，210( 6-7) : 907 ［13］ Prieto M M，Ｒuiz L S，Menendez J A． Thermal performance of numerical model of hot strip mill run-out table． Ironmaking Steel￾making，2001，28( 6) : 474 ［14］ Han H N，Lee J K，Kim H J，et al． Model for deformation，tem￾perature and phase transformation behavior of steels on run-out table in hot strip mill． J Mater Process Technol，2002，128( 1- 3) : 2166 · 065 ·