热连轧管线钢组织及力学性能预测的方法

摘要

本发明公开了一种热连轧管线钢组织及力学性能预测的方法，涉及工程轧钢技术领域；它根据物理冶金和传热学理论建立热轧管线钢组织及力学性能的初始模型，包括温度模型，轧制过程中奥氏体组织演变模型，轧后冷却过程中奥氏体相变组织分解模型及组织与性能关系模型；再通过实测的温度数据对温度模型参数进行调整，采用热轧及热模拟实验，研究实验钢种在不同变形及冷却条件下的再结晶及相变动力学规律，通过回归方法拟合出所求参数；最终通过集成上述模型，用VB语言编写计算热连轧管线钢组织及力学性能的软件。本发明可以预知产品最终的性能，解决钢轧制后机械性能和显微组织检验时，测试量大、周期长，人为因素影响测试精度的问题。

主权项

一种热连轧管线钢组织及力学性能预测的方法，其特征在于：首先，它由温度模型、轧制过程中奥氏体组织演变模型、轧后冷却过程中奥氏体相变组织分解模型及组织与性能关系模型组成，所述温度模型的功能为计算轧件的温度，具体流程为：对于不同区段，分区段建立轧件的温度模型；在辊道上、轧制过程中以及冷却水降温过程中均采用式(1)温降的计算公式$T_1^{n+1}=(1-2r)T_1^n+2r(T_2^n-\frac{\mathrm{\Delta x}}{k}q)---\left(1\right)$式中：为n+1时刻节点1的温度(K)，为n时刻节点1的温度(K)，为n时刻节点2的温度(K)，r为热扩散系数(m/s)，△x为空间步长(m)，△t为时间步长(s)，为导温系数(m²/s)，C为钢的比热(J/kg·℃)，K为热传导系数(W/m·K)，γ为钢的密度(g/m³)，q为热流(W/m²·s)；1)辊道上轧件温降计算辊道上热流的计算公式为$q=\mathrm{ϵ\sigma }({\left(\frac{T}{100}\right)}^4-{\left(\frac{T_a}{100}\right)}^4)---\left(2\right)$式中：T为轧件绝对温度(K)，σ为斯蒂芬－波尔茨曼常数，ε为辐射率，T_a为环境温度(K)；在中间辊道上、粗轧机架间的辐射率平均取0.82～0.88；2)粗轧段轧件温降计算将粗轧段轧制过程中辐射散热的温降、高压水除鳞中的温降、轧件与辊道间的热传导及轧制变形热当作一等效换热系统，平均分配给各个轧制环节；其中等效换热系数H_tc由粗轧后的测温仪实测值反算得到，粗轧段轧制时轧件热流密度由式(3)计算；q＝H_tc(T‑T_a)      (3)$H_{\mathrm{tc}}=\frac{\mathrm{A\gamma }{C}_p{H}_{\mathrm{AVG}}\log \frac{T_{\mathrm{RT}4}-T_a}{(T_{\mathrm{fh}}+T_{\mathrm{RT}4})/2-T_a}}{-2t_{\mathrm{Rolling}}}---\left(4\right)$T_fh＝T_h－T_f      (5)$T_f=100{[\frac{6\mathrm{ϵ\sigma }}{100\gamma C_p{H}_{\mathrm{avg}}}\tau +{\left(\frac{T_0}{100}\right)}^{-3}]}^{-1/3}---\left(6\right)$式中：H_tc为等效换热系数kW/(m²·℃)，T为轧件温度(K)，T_a为环境温度(K)，T_RT4为粗轧后实测温度(K)，T_fh为出炉温度和辐射累积温降的差值(K)，T_h为出炉温度(K)，T_f为粗轧过程机架间辊道上传送时总的辐射散热温降(K)，t_Rolling为各机架轧制累计时间(s)，H_avg为粗轧各架出口平均厚度(mm)，A为模型自学习项，T₀为轧件初始温度(K)，τ为辊道上的累计运行时间(s)；3)精轧阶段轧件温降计算热流密度采用式(3)进行计算，等效换热系数采用下式计算式中：T_FT0、T_FT7为精轧前和精轧后的实测温度(℃)，t_精为精轧时间(s)，h_avg为精轧出口平均厚度(mm)，B为模型自学习项；4)层流冷却段轧件温降计算将精轧出口到卷取机之间分为几个不同冷却区段；精轧出口到层流冷却开始点为辐射冷却段，层流冷却喷水段为强冷却段，层流冷却不喷水段为弱冷却段；辐射段按辐射温降计算，辐射率的取值为0.7，冷却段对流温降计算中等效换热系数用下式计算H_tc＝C(k/x)Re^0.8Pr^0.33      (8)式中：C为模型自学习项，x为强迫冷却区域等效长(m)，k热传导系数(W/m·K)，Pr为普朗特常数，Re为雷诺常数；5)断面温度计算断面温度计算采用下式：$T_j^{n+1}=r{T}_{j-1}^n+(1-2r)T_j^n+r{T}_{j+1}^n---\left(9\right)$式中：为n+1时刻j节点的温度(K)，为n时刻j‑1节点的温度(K)，为n时刻j节点的温度(K)，为n时刻j+1节点的温度(K)，r为热扩散系数(m/s)，△x为空间步长(m)，△t为时间步长(s)，为导温系数(m²/s)，C为钢的比热(J/kg·℃)，K为热传导系数(W/m·K)，γ为钢的密度(g/m³)，q为热流(W/m²·s)；所述轧制过程中奥氏体组织演变模型的功能为用于计算轧制过程中奥氏体组织的演变，具体流程为：1)加热时奥氏体晶粒长大模型加热过程中钢坯处于奥氏体化状态，奥氏体化后钢坯处在高温区，奥氏体要发生晶粒长大，奥氏体晶粒大小由下式计算：$D^{1.7}\left(t\right)=D_0^{1.7}+252.37·\exp (-\frac{16409}{8.31T})·t^{0.398}---\left(10\right)$式中：t为保温时间(s)，D(t)为保温时间为t时的晶粒尺寸(μm)，D₀为初始奥氏体的晶粒尺寸(μm)，T为保温温度(K)；2)粗轧过程奥氏体再结晶模型(1)动态再结晶模型动态再结晶临界应变模型${ϵ}_c=6.446\times {10}^{-5}\times D_0^{0.5}·Z^{0.2231}---\left(11\right)$$Z=\stackrel{·}{ϵ}\exp \left(\frac{312000}{8.31T}\right)---\left(12\right)$式中：ε_c为动态再结晶临界变形量，D₀为变形前的奥氏体晶粒尺寸(μm)，Z为Zener‑Holloman参数，为变形速率(s^‑1)，T为变形温度(K)；动态再结晶百分比模型$X_d=1-\exp (-6.31{\left(\frac{ϵ-{ϵ}_C}{{ϵ}_S-{ϵ}_C}\right)}^{4.59})---\left(13\right)$${ϵ}_S=A·0.006·D_0^{0.5}{\left(\stackrel{·}{ϵ}\exp \left(\frac{312000}{8.31T}\right)\right)}^{0.1027}---\left(14\right)$式中：X_d为动态再结晶体积百分数，ε为真应变，ε_S为动态再结晶达到稳定状态时的应变大小，ε_c为动态再结晶临界变形量，为变形速率(s^‑1),T为变形温度(K)，A为修正系数；动态再结晶晶粒大小模型D_d＝250000Z^‑0.34      (15)式中：为变形速率(s^‑1)，Z为Zener‑Holloman参数，其模型同式(12)；(2)静态再结晶动力学模型静态再结晶百分比模型$X_s=1-\exp (-1.4\times {\left(\frac{t}{t_S}\right)}^{0.626})---\left(16\right)$式中：X_s为在道次变形间隙中停留时间为t时静态再结晶的体积百分数，t_S为静态再结晶达到50％时所需要的时间(s)；$t_S=0.2413{ϵ}^{-0.112}\exp \left(\frac{2836}{T}\right)---\left(17\right)$式中：T为停留时轧件温度(K)，ε为真应变；静态再结晶晶粒大小模型$D_S=334\times D_0^{0.4}{ϵ}^{-0.185}\exp (-\frac{45000}{8.31T})---\left(18\right)$式中：D_S为静态再结晶刚完成时的奥氏体晶粒直径(μm)，ε为真应变，D₀为变形前的奥氏体晶粒直径(μm)，T为变形温度(K)；未再结晶晶粒大小模型D_n＝D₀exp(‑ε/12)      (19)式中：D_n为变形后扁平状晶粒的等效直径(μm)，D₀为变形前的奥氏体晶粒直径(μm)，ε为真应变；3)精轧过程中组织演变模型(1)动态再结晶动力学模型动态再结晶临界应变模型${ϵ}_C=5.6\times {10}^{-4}{D}_0^{0.5}\exp \left(\frac{300000}{8.31T}\right)---\left(20\right)$式中：ε_C为动态再结晶临界变形量，D₀为变形前的奥氏体晶粒直径(μm)，T为变形温度(K)；动态再结晶百分比模型$X_{\mathrm{dyn}}=1-\exp (-0.693{\left(\frac{ϵ-{ϵ}_c}{{ϵ}_{0.5}}\right)}^2)---\left(21\right)$${ϵ}_{0.5}=1.3\times {10}^{-5}{D}_0^{0.28}{\stackrel{·}{ϵ}}^{0.005}\exp \left(\frac{300000}{8.31T}\right)---\left(22\right)$式中：X_dyn为动态再结晶体积百分数，ε_C为动态再结晶临界变形量，其模型同式(20)，ε为真应变，ε_0.5为动态再结晶达到50％所需要的应变量，D₀为变形前晶粒尺寸(μm)，为变形速率(s^‑1)，T为变形温度(K)；动态再结晶晶粒尺寸模型D_dyn＝22600Z^‑0.27      (23)式中：Z为Zener‑Holloman参数，其模型同式(12)；动态再结晶晶粒的长大模型$d_d^2=d_{\mathrm{dyn}}^2+3900{C_{\mathrm{eq}}}^{-1.43}·t^{0.3}\exp (-5380/T)---\left(24\right)$式中：d_d为道次间停留时间t以后的动态再结晶晶粒尺寸(μm)，C_eq为C当量，t为道次间停留时间(s)；(2)静态再结晶动力学模型静态再结晶开始时间模型$t_{0.5}=6.75\times {10}^{-20}{ϵ}^{-4}·{D_0}^2·\exp \left(\frac{300000}{8.31T}\right)·\exp \left\{(\frac{2.75\times {10}^5}{T}-185)\right[\mathrm{Nb}\%\left]\right\}---\left(25\right)$式中：t_0.5为静态再结晶达到50％时所需要的时间(s)，ε为真应变，D₀为变形前奥氏体晶粒尺寸(μm)，T为变形温度(K)，[Nb％]为Nb元素的百分含量；静态再结晶百分比模型X_stat＝1‑exp{0.693(t/t_0.5)²}      (26)$t_{05}=2.52\times {10}^{-19}{ϵ}^p{D}_0^{1.7}\exp \left(\frac{325000}{8.31T}\right)---\left(27\right)$p＝‑3.7D₀^‑0.137      (28)式中：X_stat为停留时间t时的静态再结晶百分数，t为停留时间(s)，t_0.5为静态再结晶达到50％时所需要的时间(s)，ε为真应变，T为变形温度(K)，D₀为变形前奥氏体晶粒尺寸(μm)；静态再结晶晶粒大小模型$D_d=3.000\times D_0^{0.2}{ϵ}^{0.5}---\left(29\right)$式中：D_d为刚完成再结晶的奥氏体晶粒直径(μm)，ε为真应变，D₀为变形前奥氏体晶粒尺寸(μm)；静态再结晶晶粒的长大模型$D_S^{4.5}=D_d^{4.5}+3.68\times {10}^7{C_{\mathrm{eq}}}^{-1.43}·\exp (-70000/T)·t^{0.7}---\left(30\right)$式中：D_S为静态再结晶完成后经过t时的奥氏体晶粒尺寸(μm)，C_eq为C当量，T为温度(K)，t为从再结晶刚完成开始耗费的时间(s)；压扁晶粒的等效半径模型D_n＝D₀·exp(‑ε/4)      (31)式中：D_n为压扁后的奥氏体晶粒等效尺寸(μm)，ε为真应变，D₀为变形前奥氏体晶粒尺寸(μm)；所述轧后冷却过程中奥氏体相变组织分解模型的功能为用于计算轧后冷却过程中奥氏体组织的分解，具体流程为：1)相变孕育期模型$k_f=\exp \left\{\begin{array}{c}4.91-13.339·[\%C]-1.1922·[\%\mathrm{Mn}]+0.02505·(T-273)-\\ 3.5067\times {10}^{-5}·{(T-273)}^2\end{array}\right\}---\left(32\right)$lnτ_f＝‑1.6454·lnk_f+20·lnT+3.265×10⁴·T^‑1‑174.67      (33)$k_p=\exp \left\{\begin{array}{c}11.2-16.002·[\%C]-0.9797·[\%\mathrm{Mn}]+0.00791·\\ (T-273)-2.313\times {10}^{-5}·{(T-273)}^2\end{array}\right\}---\left(34\right)$lnτ_p＝‑0.91732·lnk_p+20·lnT+1.9559×10⁴·T^‑1‑158.6      (35)$k_b=\exp \left\{\begin{array}{c}28.9-11.484·[\%C]-1.1121·[\%\mathrm{Mn}]+0.13109·\\ (T-273)-1.2077\times {10}^{-4}·{(T-273)}^2\end{array}\right\}---\left(36\right)$lnτ_b＝‑0.68352·lnτ_b+20·lnT+1.6491×10⁴·T^‑1‑155.8      (37)式中：k_f，τ_f分别为铁素体相变孕育期模型的常数和孕育期，k_p，τ_p分别为珠光体相变孕育期模型常数和孕育期，k_b，τ_b分别为贝氏体相变孕育期模型常数和孕育期；2)铁素体和珠光体的最大相变量等温转变温度为T(K)时达到A_e3的碳含量C₀C₀＝14.09‑0.02973·(T‑273)+1.5656×10^‑5·(T‑273)²      (38)当993K≤T≤Ae3时铁素体最大相变量为F_max＝f(T)      (39)当T≤993K时铁素体最大相变量为F_max＝f(993)      (40)珠光体最大相变量为P_max＝1‑F_max      (41)$f\left(T\right)=1-\frac{[C\%]}{C_0}---\left(42\right)$式中：F_max为铁素体最大相变量，P_max为珠光体最大相变量，[C％]为碳含量，C₀为等温转变温度为T(K)时达到A_e3的碳含量C₀；3)相体积分数奥氏体转变后各相的体积分数由下式计算：$\frac{X}{X_{\max }}=1-\exp (-K·t^n)---\left(43\right)$$K=-\frac{1}{2.24}\{\frac{2.24}{D}\times q+0.114\times {\left(\mathrm{\Delta ϵ}\right)}^2\}\times \{1+B\times \mathrm{\Delta ϵ}\}\times k---\left(44\right)$式中：X为奥氏体转变后各相的体积分数，X_max为各相的最大转变量，D为相变前奥氏体的晶粒尺寸，q为为形状系数，B为待定参数，对于铁素体n值取为2.4，对于珠光体n值取为2.0，对于贝氏体n值取为2.5，对于铁素体k值可采用式(32)计算，对于珠光体k值可采用式(34)计算，对于贝氏体k值可采用式(36)计算；4)铁素体的晶粒尺寸(1)相变后铁素体的晶粒尺寸lnd_f0＝‑0.4688×ln[2.24/D×q+0.144×(Δε)²]+0.005724×Ar₃‑0.53259×ln(1+4.0×Δε)+0.13113×lnV_f‑3.95      (45)式中：d_f0为相变后铁素体的晶粒尺寸(μm)，D为相变前奥氏体的晶粒尺寸(μm)，Δε为残余应变，Ar₃为铁素体开始转变温度(K)，V_f为铁素体开始转变后的体积分数，q为形状系数；(2)最终铁素体的晶粒尺寸：d_f²＝d_f0²+24.811×d_f0^0.5888exp[‑181.56/(T_c‑723)]      (46)式中：d_f为最终铁素体的晶粒尺寸(μm)，d_f0为相变后铁素体的晶粒尺寸(μm)，T_c为卷取温度(K)；所述组织与性能关系模型的功能是计算成品的力学性能，具体流程为：屈服强度模型σ_s＝11582.01[C％]+591.73[Nb％]+1559.80d_f^‑0.5+3877.34V_p‑0.193T_c‑10.20h‑392.02      (46)抗拉强度模型σ_b＝7824.90[C％]+1519.10[Nb％]+1900.16d_f^‑0.5+4098.58V_p‑0.34T_c‑9.10h‑362.29      (47)延伸率模型δ＝0.39[Mn％]‑106.0[Si％]+561.74[Nb％]‑0.15V_p+9.32d_f^‑0.5‑0.0021T_c+26.51      (48)式中：[C％]、[Nb％]、[Mn％]为碳、铌、锰的百分含量，d_f为铁素体的晶粒尺寸(μm)，V_p为珠光体的体积分数，T_c为卷取温度，h为带钢厚度(mm)；其次，集成上述模型，编写计算热连轧管线钢组织及力学性能的软件输入控制整个热轧生产线的计算机与控制台；最后，输入所需轧制管线钢的合金成分、坯料尺寸、加热温度、控轧控冷工艺参数、所述热轧生产线控制台上的计算机在生产过程中显示轧件的温度变化、轧制过程中奥氏体组织的演变和轧后冷却过程中奥氏体的分解以及最终组织及力学性能。