1、第 卷 第 期上 海 金 属，年 月，基金项目：国家自然科学基金（）；安徽省自然科学基金（）作者简介：丁敬，男，硕士，工程师，主要从事轧钢生产与工艺研究，：冷却工艺对螺纹钢组织及残余应力的影响丁 敬 李小强 于 良 方 强 徐其言 谢 谦（马钢集团特钢公司 棒材分厂，安徽 马鞍山；安徽工业大学 冶金工程学院，安徽 马鞍山）【摘要】螺纹钢生产过程中常出现在冷床上温降速率慢而导致的生产节奏慢和氧化生锈等问题，如何在避免钢材产生较大残余应力的基础上加速螺纹钢在冷床上的冷却是业界面临的难题。通过试验得到不同冷却条件下的热流密度和换热系数，确定了多场耦合分析的换热边界条件；并在此基础上结合螺纹钢的相变热
2、动力模型和本构方程模型，利用有限元方法建立了典型螺纹钢空冷过程的形变相变耦合模型。结果表明：随着冷速的增大，钢中马氏体和贝氏体的比例提高，残留奥氏体增多，珠光体和铁素体比例降低，同时残余应力也显著增大，特别是棒材的头尾端面位置，风冷冷速为 条件下的最大残余拉应力是空冷条件下的 倍。【关键词】螺纹钢，空冷，风冷，对流换热，残余应力中图分类号：文章编号：（）（，（），；，）【】，上 海 金 属第 卷【】，螺纹钢作为主要的建筑用钢材，对我国基础设施建设、房地产的蓬勃发展有着重要的意义，其生产过程中的一个重要工序是在冷床上控温冷却，但该工序面临多种技术瓶颈。首先是螺纹钢在冷床上多以空冷自然对流换热，温
3、降速率慢，影响生产节奏；其次在冷床上停留时间过长，钢材边部容易氧化生锈。加快螺纹钢在冷床上的温降速率，缩短冷却时间，是提高相关产线生产效率同时防止生锈的解决方案之一。钢材的高温冷却是非常复杂的多场耦合过程，涉及温度场 组织场 应力应变场，不均匀的温度场分布状态会产生热应力，结合相变应力，可能会导致材料发生塑性变形进而引发弯钢、裂纹、性能不合格等缺陷。如何有效地提高冷床对螺纹钢的冷却效率，同时保证钢材较低的残余应力与弯钢概率仍是困扰业界的难题。为了实现螺纹钢在低残余应力条件下的快速冷却，国内外很多学者首先针对钢材生产过程的温度场展开了研究。贺宙彪等发现螺纹钢冷却过程中截面温度分布不均是螺纹钢弯钢
4、的主要原因。李长生采用有限元方法解析了棒线材连轧过程温度场，以及轧制过程中的温度分布。张顺开利用 有限元软件模拟了预穿水对螺纹钢温度场的影响。陈金龙采用热力耦合有限元方法模拟研究了 型钢连轧过程中断面温度分布、等效应力和等效应变分布状态。目前，采用有限元方法对钢材冷却过程温度场进行数值模拟已较为成熟，但多数研究均简化了换热边界条件，或利用与试验测温结果进行对比得到近似的换热边界条件，而通过试验测量准确的换热边界条件的研究比较缺乏。在实现钢材温度场预测的基础上，一些学者对钢材生产过程中的组织演变进行了深入研究。等研究了 热轧带钢冷却过程中的相变规律，并建立了基于过冷奥氏体连续冷却过程的带钢相变热
5、力学模型。等、等参考了 公式中适用于 钢的 相变动力学模型和弹塑性本构方程（包含弹性应变、塑性应变、热应变、相变应变和相变诱导应变）建立了温度场、组织场和应力场耦合模型。王蕾等基于物理冶金理论，建立了热轧带钢生产过程中的奥氏体晶粒长大模型、奥氏体再结晶模型、奥氏体相变模型以及力学性能模型。上述研究为钢材热轧过程中的微观结构演变提供了理论框架，但针对螺纹钢的空冷过程仍需结合材料属性和边界条件进行具体分析。目前针对螺纹钢空冷过程的组织演变和应力分布的研究仍较少，且多数学者仅针对某一工艺参数进行分析。如蔡伟等研究了不同上冷床温度对螺纹钢组织演变及性能的影响。周云等研究了加热温度对 级螺纹钢组织及性能
6、的影响。上述研究均缺乏对温度场组织场应力场的综合考虑。本文通过在螺纹钢表面焊接热电偶采集温度，反算得到真实的换热系数和热流密度，确定多场耦合分析的重要边界条件；并在此基础上结合螺纹钢的相变热动力模型和本构方程模型，利用有限元方法建立典型螺纹钢空冷过程的形变相变耦合模型，实现对螺纹钢冷却过程的多场耦合分析，为螺纹钢空冷过程残余应力的控制提供理论参考。试验材料与方法 试验过程通过热电偶测量空冷和不同风冷强度下螺纹钢表面温度，再根据表面温度反算出不同冷却条件下的换热系数和热流密度边界条件。试验用螺纹钢直径 、长 ，表面焊接 镍热电偶丝，在炉内加热至 保温 后空冷。试验平台的布置如图 所示，其中限位支
7、架的设计可确保螺纹钢上下表面散热的均匀性。冷却工艺参数如表 所示。图 试验平台架构示意图 第 期丁 敬等：冷却工艺对螺纹钢组织及残余应力的影响 表 冷却工艺参数 试验编号冷速（）开冷温度 空冷 有限元分析模型 几何模型尺寸试验材料为 螺纹钢，其化学成分如表 所示。表 螺纹钢的化学成分（质量分数）（）元素质量分数 螺纹钢的三维建模如图 （）所示，直径，高 。将螺纹钢长度方向的中间位置切面设置为对称性边界条件，实际建模高度为。模拟条件图（）所示模型中，圆柱体高度为 ，下端面设置为对称性边界条件，其余表面均采用以热通量形式加载的空气换热条件，热通量参数采用本文试验反算得到的热通量（包含辐射换热）。模
8、拟过程联合加载温度模型、相变模型与应力应变模型。图（）为有限元网格模型，采用四面体网格，收敛性较好，网格边界单元数共 个，单元数共 个。模拟过程采用瞬态计算，最小时间步长为 ，总时间步长分别图 几何模型示意图 为、，对应试验编号、。热流密度和换热系数的计算傅里叶定律是有限差分法运用于导热问题的物理基础，两者相结合可以推导出体系的导热微分方程，体系的能量守恒方程 导热方程可表示为：（）（）式中：为密度，；为比热容，（）；为导热系数，（）；为温差；表示温度梯度。钢的热物性参数如图 所示。图 钢的热物性参数 上 海 金 属第 卷 相变模型螺纹钢冷却过程中过冷奥氏体转变为铁素体，随着铁素体含量的增多，
9、剩余过冷奥氏体中碳含量不断增加，并产生珠光体、贝氏体和马氏体。本文相变模型基于共析钢连续冷却转变曲线，如图 所示。奥氏体向铁素体、珠光体、贝氏体转变的模型采用 模型（式（），通过该模型实现冷却过程温度场与相变的耦合：（）（）（）（）（）式中：、为第相与第相的比例；为温度；图 共析钢连续冷却转变曲线 （）是随温度变化的新相比例值比相变延迟时间，（）是随温度变化的新相比例值剩余相比例值比相变延迟时间；（）、（）是随温度变化的函数。通过与共析钢连续冷却转变曲线和螺纹钢连续冷却转变曲线进行校准，修正了模型相关系数。马氏体相变采用 模型进行计算：（）（）式中：表示马氏体相变体积分数；表示马氏体相变起始温
10、度，本文取；为温度；为常数，本文取 。应力应变场模型在分析温度场、组织场的基础上，将相关结果代入应力应变模型，基于热弹塑性有限元方法进行应力分析，应变 计算公式为：（）式中：为热应变，根据组织的线膨胀系数计算，钢的线性膨胀系数如图（）所示；为弹性应变，根据胡克定律计算；为塑性应变，根据 屈服准则计算，钢的应力应变关系如图（）所示；为相变塑性应变，考虑了不同相的体积增大与应变塑性变化，其中相变塑性利用 模型计算。图 钢的热膨胀系数随温度的变化（）和应力应变曲线（）（）（）试验结果及讨论在多场耦合分析中，精确的温度场是确保组织场、应力场计算准确的前提。本文通过试验得到不同风冷参数对应的温度边界条件
11、，并在此基础上建立了温度场组织场应力应变场的三场耦合模型。温度场图 为不同冷却条件下螺纹钢截面表面、心第 期丁 敬等：冷却工艺对螺纹钢组织及残余应力的影响 部及距离表面 直径处温度分布。可以发现，不同冷却条件下表面温度降低的速率有明显差异。在空冷条件下（图（），随着表面温度的降低，表面冷速逐渐下降，这是由于在空冷条件下外界没有较强的气流，螺纹钢散发的热量对其边界的气体流层有较强干扰，导致表面温度细微波动。风冷条件下表面温度的下降趋势（图（）与空冷条件下的相同，但风冷加剧了边界气流的活动，使得表面换热更加剧烈，由于钢材导热性能的限制，随着表面冷速的增加，心表温差逐渐增大，从而加剧了螺纹钢截面温度
12、分布的不均匀性。图 不同冷却条件下螺纹钢截面不同位置处温度随时间的变化 表面热流密度和换热系数从图（）可见，不同冷却条件下螺纹钢表面热流密度都随时间的延长而逐渐减小，这与表面温度的变化规律相符；同时，风冷冷却速率的增大会显著提高表面热流密度，即使表面已冷却至，风冷速率为 条件下的热流密度仍远高于空冷条件下的，这说明风冷条件下边界的气流状态对表面换热的影响比螺纹钢表面与外界温差的影响更大。图（）为不同冷却条件下表面换热系数随温度的变化。可以看出，风冷速率的增大显著提高了低温区的换热系数，不同风冷速率下的换热系数均随表面温度的降低而增大，冷却至 时冷速为 条件下的换热系数是空冷条件下的 倍左右。图
13、 不同冷却条件下螺纹钢表面热流密度和换热系数随温度的变化 组织场 属于亚共析钢，在冷却过程中当温度低于奥氏体化温度时，过冷奥氏体会逐渐转变为铁素体，此时过冷奥氏体的碳浓度逐渐升高，并进一步转变为珠光体和贝氏体。图（）为空冷条件下螺纹钢相变组织随温度的变化。可以看 上 海 金 属第 卷出，时奥氏体开始转变为珠光体，时奥氏体开始转变为贝氏体，表面组织的转变速度比心部快，但冷却至低温区时心表组织差异不大。这是因为空冷条件下表面冷速较低，心表温差较小，心部基本没有残留奥氏体。图（）为风冷冷速为 条件下螺纹钢相变组织随温度的变化。可以看出表面与心部组织存在一定差异，表面贝氏体和马氏体比例均比心部高。从图
14、（）可以看出，随着冷速增大至 ，残留奥氏体比例进一步 增 大，马 氏 体 比 例 增 多（表 面），贝氏体（表面 ）和珠光体（表面 ）比例较低。图 不同冷却条件下螺纹钢相变组织随温度的变化 应力场图 为不同冷却条件下冷却至 时螺纹钢棒材的应力场分布。可以看出，随着风冷冷却速率的增加，残余应力也显著增大，特别是棒材头尾端面位置。在空冷条件下，棒材长度方向应力为 ，半径方向应力梯度较小，头部端面位置局部残余应力较大。在风冷冷速为 条件下，头部端面位置压应力较大，此区域压应力应为快速冷却时体积收缩所致。在棒材长度中心位置半径方向（图（），当冷却至 时，表面有一定的拉应力，在半径 处转变为拉应力，半径
15、 处又再次转变为压应力，此时棒材心部压应力最大，达 。当冷却至 时，表面拉应力的范围进一步扩大，直至半径 处才转变为压应力，从此位置到心部应力持续增大，心部压应力为 。在风冷冷速为 条件下，棒材头部端面位置残余应力较大，棒材上半部分的心部也出现了较大图 不同冷却条件下冷却至 时螺纹钢棒材的应力场 第 期丁 敬等：冷却工艺对螺纹钢组织及残余应力的影响 的残余应力，这可能是由于较大的心表温差和心部马氏体增多所致，在残余应力的影响下棒材存在压缩变形。从图（）可以观察到，随着温度的降低，棒材表面出现了较大的压应力并不断增大，冷却结束后可达 ，在距离心部 处，压应力转变为拉应力，且随着距离的减小而增大，
16、最大拉应力为 ，出现在距离表面 处。结论（）通过试验得到不同冷却条件下螺纹钢表面热流密度与换热系数，其中风冷条件下冷速为 时的换热系数是空冷时的 倍左右，冷速为 时的换热系数是空冷时的 倍。（）随着冷速的增大，钢中马氏体和贝氏体比例提高并伴随着更多的残留奥氏体，珠光体和铁素体比例降低，在冷速为 时表面马氏体比例较高，并沿半径方向逐渐减小。（）随着冷速的增大，残余应力也显著增大，特别是棒材头尾端面。在空冷条件下棒材长度方向应力为 ，在风冷冷速 条件 下，棒 材 长 度 方 向 应 力 为 ，在风冷冷速为 条件下，棒材长度方向应力为 ，此时头部端面存在较大的残余应力，棒材上半部分的心部也出现了较大的残余应力，这可能是由于较大的心表温差和心部马氏体增多所致。参考文献 乔晓峰，李春辉，王芳 高强度螺纹钢筋生产工艺的研究 中国金属通报，（）：卢维枫，杨伟勇，王东兴，等 铌微合金化 钢连铸坯中心裂纹的形成和控制 上海金属，（）：许英华 结晶器脉冲磁致振荡技术对 螺纹钢铸坯质量的影响 上海金属，（）：贺宙彪，王晓燕 螺纹钢空冷过程的温度场模拟 河南冶金，（）：李长生 棒线连轧轧件温度场有限元解析 沈
