1 前言

　　鋼坯的再加熱過程是為熱軋生產(chǎn)進(jìn)行金屬組織準(zhǔn)備的環(huán)節(jié)，在軋鋼生產(chǎn)中占有十分重要的地位。鋼坯的加熱過程是影響設(shè)備運(yùn)行和產(chǎn)品質(zhì)量的重要因素：加熱過程中，由于加熱溫度、內(nèi)部熱應(yīng)力以及內(nèi)部組織等的影響，常常會(huì)引起后部工序的缺陷，影響最終產(chǎn)品質(zhì)量。但由于缺乏可行的檢測(cè)手段，鋼坯在加熱過程中的溫度分布及加熱狀況一直是依據(jù)經(jīng)驗(yàn)和理論進(jìn)行估算的。使得鋼坯燒不透和過燒現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生，也無法動(dòng)態(tài)確定加熱爐中鋼坯的熱爐質(zhì)量[1，2]。

　　本工作是針對(duì)某廠步進(jìn)式多段爐加熱制度的優(yōu)化進(jìn)行的。在原加熱制度下(工藝A加熱時(shí)間為150min)，某鋼種的鋼坯經(jīng)加熱后部分出現(xiàn)斷裂現(xiàn)象。針對(duì)這一問題，工作人員對(duì)加熱制度進(jìn)行了改進(jìn)(加熱時(shí)間150min延長(zhǎng)為180min，加熱溫度降低)，改進(jìn)后的加熱制度解決了鋼坯的斷裂現(xiàn)象。本計(jì)算分別對(duì)改進(jìn)前和改進(jìn)后的工藝進(jìn)行了溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算，對(duì)工藝的優(yōu)化在理論上給以解釋。

　　2 計(jì)算用鋼種的材料物性

　　計(jì)算用鋼種的材料密度為：7840kg/m3;材料的導(dǎo)熱系數(shù)及比熱見表1。

　　表1.材料的導(dǎo)熱系數(shù)及比熱

　　3 幾何模型及坐標(biāo)

　　實(shí)際的鋼坯端面為0.2m×0.2m 正方形，長(zhǎng)度為10m。在實(shí)際計(jì)算，當(dāng)長(zhǎng)度方向?yàn)槎嗣孢呴L(zhǎng)的3 倍以上時(shí)，端面對(duì)心部的熱應(yīng)力影響很小。所以在本計(jì)算中，建立了尺寸0.2m×0.2m×0.6m 的模型進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)的幾何模型見圖1。

　　圖1 幾何模型及坐標(biāo)

　　4 模型假設(shè)

　　由于加熱爐的復(fù)雜性，在進(jìn)行鋼坯溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算時(shí)，需進(jìn)行一些假定[3,4]：

　　(1)不考慮步進(jìn)梁與鋼坯之間的接觸傳熱，認(rèn)為鋼坯周圍全是爐氣。

　　(2)鋼坯與爐氣的對(duì)流、輻射傳熱視為與無限大環(huán)境的傳熱。

　　(3)鋼坯在加熱爐各區(qū)段內(nèi)是勻速運(yùn)動(dòng)的。

　　(4)鋼的相變熱通過比熱的變化考慮進(jìn)去。

　　5 計(jì)算結(jié)果及分析

　　針對(duì)兩種不同的工藝，利用ANSYS 有限元平臺(tái)，進(jìn)行了溫度-結(jié)構(gòu)耦合計(jì)算。分別計(jì)算了不同加熱段坯子的溫度分布和應(yīng)力強(qiáng)度分布[5]。

　　5.1 溫度場(chǎng)分析

　　分別對(duì)兩種不同工藝進(jìn)行了溫度場(chǎng)的計(jì)算，并根據(jù)模型的對(duì)稱性，沿模型長(zhǎng)度z 方向截取1/2 為分析對(duì)象。圖2分別為兩種工藝升溫過程結(jié)束時(shí)溫度場(chǎng)的分布，由圖可看出鋼坯表面溫度高于心部，且角部溫度最高。圖3分別為兩種工藝降溫過程結(jié)束時(shí)溫度場(chǎng)的分布，由圖可看出鋼坯心部溫度高于表面，且角部溫度最低，說明角部散熱最快。

　　由于鋼坯沿xy 平面斷裂，所以截取z=0 處xy 面進(jìn)行分析。由圖2 可知，對(duì)于xy 面，在加熱結(jié)束時(shí)心部溫度最低，角部溫度最高。由圖3 可知，在加熱結(jié)束時(shí)角部溫度最低，心部溫度最高。因此對(duì)兩種工藝xy 面的心部和角部點(diǎn)的溫度及溫度差隨時(shí)間變化進(jìn)行比較(圖4，其中(0.1，0，0)為心部點(diǎn)和(0，0.1，0)為角部點(diǎn);圖5)。

　　圖 4 工藝A 和B，xy 面心部和角部點(diǎn)的溫度-時(shí)間歷程曲線

　　圖 5 工藝A 和B，xy 面心部和角部點(diǎn)的溫度差-時(shí)間歷程曲線

　　由圖 4 可以看出，加熱制度修改前，在加熱過程中，鋼坯升溫速度快。加熱制度修改前，鋼坯溫度高于修改之后的鋼坯溫度。

　　由圖5 可知對(duì)于工藝A(加熱時(shí)間為150min)：在8200s 以前，角部溫度高于心部溫度，鋼坯處于加熱狀態(tài)，在8200s 以后，角部溫度低于心部溫度，鋼坯心部已經(jīng)完成升溫過程，并開始向表面?zhèn)鬟f熱量。在2280s 時(shí)，溫差達(dá)到最大(心部溫度為520℃，角部為745℃，溫差為225℃達(dá)到角部溫度的30%)。

　　對(duì)于工藝B(加熱時(shí)間為180min)：在9200s 以前，角部溫度高于心部溫度，鋼坯處于加熱狀態(tài)，在9200s以后，角部溫度低于心部溫度，鋼坯心部已經(jīng)完成升溫過程，并開始向表面?zhèn)鬟f熱量。在3487s 時(shí)，溫差達(dá)到最大(心部溫度為629℃，角部為852℃，溫差為223℃達(dá)到角部溫度的26%)。

　　在加熱初始階段(300s 左右)，兩種工藝的心部角部溫度差很接近;在3200s 前，工藝A(加熱時(shí)間為150min)心部角部溫度差高于工藝B(加熱時(shí)間為180min)。而在3200s 后，工藝A(加熱時(shí)間為150min)心部角部溫度差基本低于工藝B(加熱時(shí)間為180min)。

　　5.2 應(yīng)力強(qiáng)度分析

　　由于溫度分布不均勻，將在鋼坯內(nèi)產(chǎn)生熱應(yīng)力。根據(jù)溫度場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果，對(duì)模型進(jìn)行了熱應(yīng)力的計(jì)算。

　　由于鋼坯沿 xy 面斷裂，為確定斷裂面在z 軸方向的位置，在本計(jì)算中，截取了位于鋼坯中心的xz 面進(jìn)行熱應(yīng)力分析(圖6a)。圖7 分別為兩種工藝下，應(yīng)力強(qiáng)度沿xz 面的分布云圖，由圖可看出，應(yīng)力強(qiáng)度對(duì)稱分布于z=0 平面兩側(cè);中心部位應(yīng)力強(qiáng)度較高，且隨z 坐標(biāo)的增大，應(yīng)力強(qiáng)度降低;但是在接近表面時(shí)，應(yīng)力強(qiáng)度增加。本計(jì)算只截取了z>0 的半個(gè)平面進(jìn)行分析，我們沿分析面上的x 軸取五條線(x=0, 0.05, 0.1, 0.15, 0.2),并在這五條線上分別取10 個(gè)節(jié)點(diǎn)(圖6b)進(jìn)行應(yīng)力強(qiáng)度分析。

　　圖6 熱應(yīng)力分析截取斷面(a)及節(jié)點(diǎn)(b)

　　圖7 應(yīng)力強(qiáng)度沿xz 面的分布云圖

　　圖8 為x=0.2 線上節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度隨時(shí)間變化的歷程曲線，計(jì)算結(jié)果表明，在整個(gè)時(shí)間歷程中，節(jié)點(diǎn)1(中心軸上節(jié)點(diǎn))(見圖6a)的應(yīng)力強(qiáng)度最大，隨z 坐標(biāo)的增大，節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度逐漸降低，所以鋼坯沿靠近中心xy面斷裂。對(duì)于工藝A，節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度在2280s 左右(預(yù)熱段)出現(xiàn)最大值;對(duì)于工藝B，節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度在3487s(加2 段)左右出現(xiàn)最大值。隨后各點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度隨時(shí)間增加降低，且各點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度逐漸趨于一致。這與溫度場(chǎng)的結(jié)果相對(duì)應(yīng)：對(duì)于工藝A，在2280s 左右(預(yù)熱段)，鋼坯溫度差達(dá)到最大，對(duì)于工藝B，在3487s 左右(加2 段)，鋼坯溫度差達(dá)到最大。隨后溫度差隨時(shí)間增加降低，各點(diǎn)的溫度逐漸趨于一致，達(dá)到均熱狀態(tài)。

　　(a)工藝A(加熱時(shí)間為150min

　　(b)工藝B(加熱時(shí)間為180min)

　　圖 8. 位于y=0 的xz 面上節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度隨時(shí)間變化的歷程曲線

　　根據(jù)以上的分析結(jié)果，鋼坯沿中心xy 面斷裂，故我們截取位于z=0 的xy 面進(jìn)行進(jìn)一步的分析(圖9a)。圖10 分別為兩種工藝下，應(yīng)力強(qiáng)度沿xy 面的分布云圖，由圖可看出，應(yīng)力強(qiáng)度對(duì)稱分布于y=0 平面兩側(cè);位于鋼坯上表面角部應(yīng)力強(qiáng)度最大，說明該處容易發(fā)生裂紋。本計(jì)算只截取了y>0 的半個(gè)平面進(jìn)行分析，我們沿分析面上的x 軸取五條線(x=0, 0.05, 0.1, 0.15, 0.2),并在這五條線上分別取9 個(gè)節(jié)點(diǎn)(圖9b)進(jìn)行應(yīng)力強(qiáng)度分析。

　　9熱應(yīng)力分析截面取斷面(a)及節(jié)點(diǎn)(b)

　　圖 10 應(yīng)力強(qiáng)度沿XY 面的分布云圖

　　圖 11 為x=0.1 線上節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度隨時(shí)間變化的歷程曲線，計(jì)算結(jié)果表明，在整個(gè)時(shí)間歷程中，節(jié)點(diǎn)21(中心軸上節(jié)點(diǎn))(見圖9a)的應(yīng)力強(qiáng)度最大，隨y 坐標(biāo)的增大，節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度降低，在接近表面處，應(yīng)力強(qiáng)度增加。對(duì)于工藝A，節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度在2280s 左右(預(yù)熱段)出現(xiàn)最大值;對(duì)于工藝B，節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度在3487s(加2 段)左右出現(xiàn)最大值。隨后各點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度隨時(shí)間增加降低，且各點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度逐漸趨于一致。 根據(jù)前面的分析結(jié)果，對(duì)工藝A(加熱時(shí)間為150min)在2280s 時(shí)位于xy 中間面x=0.2 上各節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度和工藝B(加熱時(shí)間為180min)在3487s 時(shí)相應(yīng)位置上各節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度進(jìn)行比較(圖12)。結(jié)果表明工藝經(jīng)修改后，應(yīng)力強(qiáng)度降低。并根據(jù)公式 計(jì)算了工藝修改后應(yīng)力強(qiáng)度降低的百分?jǐn)?shù)(圖(13)。由圖可知應(yīng)力強(qiáng)度最大點(diǎn)(z=0 的xy面角部位置)降低了11.40%。

　　圖 11.位于z=0 的xy 面上節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度隨時(shí)間變化的歷程曲線

　　圖 12. xy 中間面x=0.2 線上節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度的比較

　　圖 13.工藝修改后節(jié)點(diǎn)(位于xy 中間面x=0.2 線上)應(yīng)力強(qiáng)度降低的百分?jǐn)?shù)

　　6 結(jié)論

　　(1)工藝A 在2280s 左右(預(yù)熱段)，鋼坯溫度差達(dá)到最大，節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度在此時(shí)出現(xiàn)最大值;工藝B在3487s 左右(加2 段)，鋼坯溫度差達(dá)到最大，節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度在此時(shí)出現(xiàn)最大值。

　　(2)從Y=0 的XZ 面上的應(yīng)力強(qiáng)度分布可知：位于中心軸上的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度最大，隨z 坐標(biāo)的增大，節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度逐漸降低，所以鋼坯沿靠近中心xy 面斷裂。

　　(3)從z=0 的XY 面上的應(yīng)力強(qiáng)度分布可知：應(yīng)力強(qiáng)度對(duì)稱分布于y=0 平面兩側(cè);位于鋼坯上表面角部應(yīng)力強(qiáng)度最大，說明該處容易發(fā)生裂紋。

　　(4)計(jì)算結(jié)果表明：工藝經(jīng)修改后，應(yīng)力強(qiáng)度最大點(diǎn)(z=0 的xy 面角部位置)降低了11.40%。

　　(5)可適當(dāng)加長(zhǎng)預(yù)熱段和加2 段時(shí)間，減少加1 段和均熱段的時(shí)間，降低最大應(yīng)力強(qiáng)度，使得應(yīng)力強(qiáng)度在整個(gè)工藝過程均勻化，從而降低斷裂的可能性。

　　(6)由于方坯的斷裂原因很復(fù)雜，在理論分析上筆者還將要做進(jìn)一步的工作。