非對(duì)稱(chēng)熱軋高品質(zhì)不銹鋼復(fù)合板可行性模擬研究

張心金，何冰冷，祝志超，何　毅，李萌蘗

(中國(guó)第一重型機(jī)械股份公司能源裝備材料科學(xué)研究所，天津，300457)

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非對(duì)稱(chēng)熱軋高品質(zhì)不銹鋼復(fù)合板可行性模擬研究

張心金，何冰冷，祝志超，何毅，李萌蘗

(中國(guó)第一重型機(jī)械股份公司能源裝備材料科學(xué)研究所，天津，300457)

利用特厚規(guī)格復(fù)合板與較薄規(guī)格復(fù)合板進(jìn)行非對(duì)稱(chēng)組坯，采用ABAQUS有限元軟件對(duì)其熱軋過(guò)程中的應(yīng)變、接觸應(yīng)力及溫度分布進(jìn)行計(jì)算，并通過(guò)溫度補(bǔ)償及冷卻控制的手段，對(duì)熱軋非對(duì)稱(chēng)復(fù)合坯的可行性進(jìn)行模擬分析。結(jié)果表明，采用非對(duì)稱(chēng)組坯設(shè)計(jì)，有利于特厚復(fù)合板碳鋼層與不銹鋼層在各道次軋制中的界面結(jié)合；通過(guò)控制復(fù)合坯上、下表面的溫差，能有效改善板坯翹曲現(xiàn)象，并可一次性獲得一塊寬幅特厚復(fù)合板與一塊寬幅較薄規(guī)格復(fù)合板，提高生產(chǎn)效率；此外，采用非對(duì)稱(chēng)組坯設(shè)計(jì)還可實(shí)現(xiàn)控軋控冷，保證芯部不銹鋼與碳鋼的協(xié)同變形，促進(jìn)其界面結(jié)合。

熱軋；組坯；不銹鋼復(fù)合板；板形；界面結(jié)合；有限元分析

高品質(zhì)寬幅特厚不銹鋼復(fù)合板廣泛應(yīng)用于壓力容器、核電容器、海洋平臺(tái)及軍工等眾多重型及特大型產(chǎn)品中，具有良好的結(jié)構(gòu)、耐腐蝕及結(jié)合性能[1-3]，國(guó)內(nèi)多采用爆炸復(fù)合與堆焊復(fù)合的技術(shù)進(jìn)行制備，而利用熱軋復(fù)合技術(shù)生產(chǎn)的不銹鋼復(fù)合板則以寬度3 m以?xún)?nèi)、厚度小于40 mm的中薄板產(chǎn)品為主，寬度3.5 m以上、厚度大于180 mm的高品質(zhì)寬幅特厚不銹鋼復(fù)合板生產(chǎn)，在國(guó)內(nèi)乃至國(guó)際上基本處于技術(shù)空白，因此市場(chǎng)前景廣闊。

中國(guó)第一重型機(jī)械股份公司率先采用特厚連鑄坯制備高品質(zhì)寬幅特厚復(fù)合板，并采用對(duì)稱(chēng)組坯經(jīng)熱軋進(jìn)行復(fù)合，獲得了板形良好的復(fù)合板試制品，但仍然存在較多問(wèn)題：①原材料厚度受軋機(jī)開(kāi)口度的限制，導(dǎo)致復(fù)合坯經(jīng)對(duì)稱(chēng)組坯后厚度受限；②原材料采用連鑄坯，初始厚度會(huì)受到一定的限制，同時(shí)也造成終軋產(chǎn)品厚度較??；③壓下比不足，一方面不能使連鑄坯部分缺陷軋合，從而不能保證碳鋼力學(xué)性能，另一方面，由于不銹鋼板位于復(fù)合坯芯部，且其變形量較小，不能與碳鋼層協(xié)同變形，造成復(fù)合比增加，更重要是造成結(jié)合界面處變形量不足，導(dǎo)致結(jié)合性能下降。此外，對(duì)于寬幅中薄規(guī)格復(fù)合板，當(dāng)采用對(duì)稱(chēng)組坯時(shí)，由于復(fù)合板坯厚度較薄且壓下量較大，受產(chǎn)品厚度影響，軋制期間板形極難控制，易形成瓦片狀、大波浪狀等，不能進(jìn)行后續(xù)軋制或矯直。目前，國(guó)內(nèi)已有大規(guī)格扁錠產(chǎn)品[4-5]，即可利用扁錠經(jīng)熱軋開(kāi)坯獲得特厚復(fù)合板原材料，經(jīng)大壓下量軋制可保證碳鋼基層優(yōu)越的力學(xué)性能，滿(mǎn)足復(fù)合板力學(xué)性能要求，同時(shí)減小了復(fù)合坯原材料厚度的要求，有利于加大軋制比。

基于此，本文提出了一種非對(duì)稱(chēng)組坯設(shè)計(jì)，其組坯形式為：超厚扁錠碳鋼板-較厚不銹鋼板-隔離劑-較薄不銹鋼板-較薄碳鋼板，利用ABAQUS有限元軟件對(duì)其熱軋過(guò)程進(jìn)行模擬，研究其界面結(jié)合性能及實(shí)現(xiàn)板形控制的可行性。理論上該組坯方式可大大減少對(duì)軋機(jī)開(kāi)口度的要求，并可一次性獲得一塊寬幅特厚不銹鋼復(fù)合板和一塊寬幅較薄規(guī)格不銹鋼復(fù)合板，該研究可為大規(guī)格高品質(zhì)不銹鋼復(fù)合板的實(shí)際生產(chǎn)提供重要指導(dǎo)。

1　復(fù)合板熱軋有限元模型

1.1研究對(duì)象

本文以非對(duì)稱(chēng)及對(duì)稱(chēng)內(nèi)包覆特厚復(fù)合坯為研究對(duì)象，其組坯形式如圖1所示，復(fù)合坯尺寸如表1所示。其中，復(fù)合坯基板均選用Q345R低碳鋼鋼板，復(fù)板選用316L不銹鋼鋼板，復(fù)合坯四周采用封邊密封，封邊材質(zhì)為Q345R，并用氣體保護(hù)焊焊接密封，由于焊材性能與封邊性能相似，為便于模擬，可將焊材與封邊看為一體。

1.2模型假設(shè)與模型建立

復(fù)合坯采用全尺寸模型，忽略上、下板傳熱及受力差別，軋輥為剛性輥，復(fù)合坯中各層材料均假定為各向同性彈塑性材料，建立三維多道次往復(fù)式熱軋熱力耦合模型，熱軋模型如圖2所示。

(a)非對(duì)稱(chēng)

(b)對(duì)稱(chēng)

表1　初始板坯尺寸

圖2　復(fù)合坯熱軋有限元模型

1.3邊界條件及參數(shù)設(shè)定

熱軋開(kāi)軋溫度為1200 ℃，軋制速度為1 m/s，復(fù)合坯總壓下率為65%，軋制環(huán)境溫度為30 ℃，通過(guò)摩擦實(shí)現(xiàn)軋制咬入。本模擬中主要涉及到板坯與軋輥的傳熱和摩擦，所使用的模擬參數(shù)如表2所示。這些參數(shù)主要由實(shí)際試驗(yàn)及JMatPro軟件計(jì)算獲得，即利用Gleeble3500熱模擬試驗(yàn)機(jī)與DIL801熱膨脹儀分別測(cè)定原材料的高溫流變曲線及熱膨脹系數(shù)，采用JMatPro軟件計(jì)算原材料的導(dǎo)熱系數(shù)，參照國(guó)標(biāo)GB/T 6396—2008測(cè)定金屬?gòu)?fù)合板的復(fù)合厚度比。

表2　熱軋過(guò)程參數(shù)

2　結(jié)果與分析

2.1原材料性能分析

圖3為試驗(yàn)測(cè)定316L不銹鋼與Q345R碳鋼的高溫流變曲線。由圖3可見(jiàn)，316L鋼在1200 ℃時(shí)的強(qiáng)度比Q345R鋼高約30 MPa，隨著溫度的降低，二者差值增大至90 MPa左右。對(duì)于對(duì)稱(chēng)組坯的特厚復(fù)合板而言，不銹鋼層位于復(fù)合坯芯部，隨著變形的逐漸深入，變形才能逐步傳播至不銹鋼層，而316L鋼的高溫變形抗力要大于Q345R碳鋼，這不利于不銹鋼隨碳鋼的協(xié)調(diào)變形。厚度復(fù)合比測(cè)定結(jié)果顯示，熱軋?jiān)囼?yàn)前特厚復(fù)合坯的復(fù)合比為8.09%，終軋復(fù)合板的復(fù)合比為12.7%，其復(fù)合比明顯增加，這將不利于產(chǎn)品尺寸設(shè)計(jì)，造成不銹鋼材料的浪費(fèi)[6-7]。

(a) 316L

(b) Q345R

圖4為試驗(yàn)測(cè)定316L不銹鋼與Q345R碳鋼熱導(dǎo)率隨溫度變化。由圖4可見(jiàn)，316L不銹鋼的熱導(dǎo)率小于Q345R碳鋼相應(yīng)值，其傳熱能力較差。對(duì)于對(duì)稱(chēng)特厚復(fù)合坯，由于316L不銹鋼位于復(fù)合坯的芯部，這將不利于其加熱保溫，易造成碳鋼過(guò)熱而導(dǎo)致晶粒長(zhǎng)大。

圖4　原材料熱導(dǎo)率隨溫度的變化

2.2模擬結(jié)果與分析

2.2.1應(yīng)變分布對(duì)比

由于首道次壓下對(duì)不銹鋼/碳鋼的界面結(jié)合有直接影響[8]，因此，將兩種組坯形式在首道次軋制變形時(shí)的應(yīng)變?cè)茍D進(jìn)行對(duì)比，其結(jié)果如圖5所示。由圖5可見(jiàn)，在初始道次軋制時(shí)，對(duì)稱(chēng)組坯特厚復(fù)合板的碳鋼表層發(fā)生塑性變形，但由于軋制力不足，芯部不銹鋼及結(jié)合界面塑性變形不明顯；而非對(duì)稱(chēng)組坯方式的特厚碳鋼表層開(kāi)始變形，較薄碳鋼表層也發(fā)生了塑性變形，且其不銹鋼層提前進(jìn)入了變形階段，結(jié)合界面處也發(fā)生了塑性變形。顯而易見(jiàn)，采用相同的壓下量，非對(duì)稱(chēng)組坯形式的不銹鋼層及界面處均發(fā)生了塑性變形，且提前進(jìn)入了界面結(jié)合狀態(tài)。由此可見(jiàn)，采用非對(duì)稱(chēng)組坯方式更利于特厚復(fù)合板碳鋼與不銹鋼之間的界面初始結(jié)合。

(a) 對(duì)稱(chēng)組坯

(b) 非對(duì)稱(chēng)組坯

2.2.2接觸應(yīng)力對(duì)比

冶金結(jié)合的一個(gè)重要影響因素為碳鋼/不銹鋼接觸界面處接觸正應(yīng)力與切應(yīng)力大小[9]，基于此，本文分別提取兩種組坯形式在第一道次與第三道次軋制時(shí)結(jié)合界面變形區(qū)域各節(jié)點(diǎn)位置的接觸正應(yīng)力與切應(yīng)力，其結(jié)果分別如圖6和圖7所示。其中，對(duì)于非對(duì)稱(chēng)組坯軋制，采用的是其上板特厚復(fù)合坯結(jié)合界面位置處的接觸應(yīng)力。

(a) 接觸正應(yīng)力

(b) 接觸切應(yīng)力

(a) 接觸正應(yīng)力

(b) 接觸切應(yīng)力

對(duì)比圖6與圖7可明顯看出，非對(duì)稱(chēng)組坯在第一道次與第三道次軋制時(shí)，其接觸正應(yīng)力與切應(yīng)力明顯較大，在變形區(qū)內(nèi)出現(xiàn)突變，且隨著道次的增加，接觸正應(yīng)力與切應(yīng)力均有所增大，這可能與結(jié)合界面變形區(qū)域的位置距離軋制表面較近有關(guān)；而對(duì)稱(chēng)組坯在各道次軋制時(shí)的接觸正應(yīng)力與切應(yīng)力則相對(duì)較小，且在變形區(qū)域內(nèi)數(shù)值較為穩(wěn)定。根據(jù)文獻(xiàn)[9]可知，接觸正應(yīng)力大于材料高溫屈服強(qiáng)度時(shí)才能發(fā)生界面結(jié)合，而JMatPro軟件模擬計(jì)算結(jié)果顯示，溫度為1200 ℃時(shí)，Q345R低碳鋼和316L不銹鋼的屈服強(qiáng)度分別為30 MPa和80 MPa左右。單純考慮接觸正應(yīng)力，對(duì)稱(chēng)組坯變形區(qū)內(nèi)僅碳鋼發(fā)生屈服，而非對(duì)稱(chēng)組坯則碳鋼與不銹鋼均發(fā)生屈服。由此可見(jiàn)，非對(duì)稱(chēng)組坯在各道次軋制時(shí)均有利于界面結(jié)合。

另一方面，通過(guò)對(duì)比可知，無(wú)論對(duì)稱(chēng)組坯還是非對(duì)稱(chēng)組坯，復(fù)合板界面均伴隨有接觸切應(yīng)力，且切應(yīng)力的存在，在一定程度上阻礙了復(fù)合界面的結(jié)合。經(jīng)試驗(yàn)測(cè)定結(jié)果可知，不銹鋼在高溫時(shí)的熱膨脹率要明顯大于碳鋼，同時(shí)增加兩種材質(zhì)在結(jié)合界面的剪切應(yīng)力，不利于界面結(jié)合。決定復(fù)合界面結(jié)合的因素較多，接觸正應(yīng)力及切應(yīng)力與材料高溫屈服強(qiáng)度間存在緊密的關(guān)系，后續(xù)還需進(jìn)一步研究。

2.2.3溫度場(chǎng)分布

非對(duì)稱(chēng)組坯中的較薄碳鋼應(yīng)具有一定的厚度，這可以有效保證芯部?jī)蓪硬讳P鋼的溫度，進(jìn)而防止軋制過(guò)程中出現(xiàn)焊接位置開(kāi)裂或者因?yàn)闇囟葓?chǎng)分布不均造成嚴(yán)重的軋制變形。圖8為非對(duì)稱(chēng)組坯在第二道次軋制時(shí)溫度場(chǎng)的分布情況。從圖8中可以看出，經(jīng)軋制后，除復(fù)合坯上、下表層因接觸和對(duì)流等因素導(dǎo)致的快速溫降以外，其余位置溫降很小，甚至出現(xiàn)升溫，因此可達(dá)到偏芯部不銹鋼層的保溫作用，促進(jìn)不銹鋼變形與界面結(jié)合。

圖8　非對(duì)稱(chēng)復(fù)合板二道次軋制時(shí)溫度場(chǎng)分布

2.2.4板形控制

對(duì)于非對(duì)稱(chēng)組坯的復(fù)合板，由于在高溫階段不銹鋼屈服強(qiáng)度高于碳鋼，其可能會(huì)出現(xiàn)板形“翹頭”或“扣頭”現(xiàn)象，影響軋制過(guò)程的順利進(jìn)行，嚴(yán)重時(shí)甚至?xí)斐绍堉剖鹿?，因此須采取相?yīng)的措施避免該現(xiàn)象發(fā)生。中厚板熱軋板形的控制一般從工藝控制與設(shè)備控制兩方面著手，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)軋制經(jīng)驗(yàn)，本文僅對(duì)溫度控制板形方面進(jìn)行模擬，即通過(guò)改變復(fù)合坯上、下表面溫差，以分析復(fù)合板下表面軋制后高向位移的變化，數(shù)據(jù)提取點(diǎn)位置如圖9所示。

圖9　數(shù)據(jù)提取點(diǎn)位置

圖10為未添加溫差補(bǔ)償時(shí)非對(duì)稱(chēng)熱軋復(fù)合坯的板形。由圖10可見(jiàn)，板坯中部位移明顯大于前后端部，且高度方向最大差值為8.5 mm，這與碳鋼、不銹鋼的屈服強(qiáng)度不同有關(guān)，使得軋制過(guò)程中板坯上部變形大于下部，繼而出現(xiàn)明顯的中部翹曲現(xiàn)象。

圖10　未添加溫差補(bǔ)償時(shí)非對(duì)稱(chēng)熱軋復(fù)合坯的板形

針對(duì)圖10出現(xiàn)的情況，筆者考慮通過(guò)對(duì)復(fù)合坯上、下表面進(jìn)行溫度控制的方式來(lái)消除板坯翹曲。由于復(fù)合坯上部較厚碳鋼層的伸長(zhǎng)量大，故將板坯上部溫度設(shè)置較低，使其在高度方向上呈線性降溫趨勢(shì)。通過(guò)多次模擬，當(dāng)設(shè)定上表面溫度低于下表面50 ℃時(shí)，翹曲程度會(huì)大幅降低，其結(jié)果如圖11所示。由圖11中可見(jiàn)，板坯頭尾部略有上翹，但差值在4.3 mm以?xún)?nèi)，整體翹曲程度得到明顯改善。由此可見(jiàn)，采用溫度補(bǔ)償實(shí)現(xiàn)非對(duì)稱(chēng)組坯軋制具有一定的可操作性。

2.2.5冷卻控制

經(jīng)熱軋后，非對(duì)稱(chēng)組坯復(fù)合板成品為一塊較薄規(guī)格不銹鋼復(fù)合板與一塊特厚規(guī)格不銹鋼復(fù)合板，因此可利用不對(duì)稱(chēng)快冷，將復(fù)合坯偏芯部不銹鋼層快速冷卻，避開(kāi)不銹鋼敏化鼻尖溫度，減少不銹鋼敏化[10]。

圖11　添加溫差補(bǔ)償后非對(duì)稱(chēng)熱軋復(fù)合坯的板形

圖12為非對(duì)稱(chēng)熱軋復(fù)合坯水冷時(shí)沿板厚方向各層的冷卻曲線。為便于說(shuō)明問(wèn)題，特選取從復(fù)合坯下表面至其上50 mm厚度處各層的溫度變化曲線。從圖12中可以看出，復(fù)合板表面冷卻最快，且隨著厚度的加深，冷卻速度逐漸變緩，其中50 mm位置處的冷卻速度最慢，即在復(fù)合坯下表面處，經(jīng)35 s冷卻至約275 ℃時(shí)，冷卻速度約為20 ℃/s，而50 mm厚度位置的溫度仍然約為1120 ℃，冷卻速度約為2 ℃/s。

圖12　非對(duì)稱(chēng)熱軋復(fù)合板沿板厚方向各層的降溫曲線

由此可見(jiàn)，完全可采用控軋控冷實(shí)現(xiàn)復(fù)合板在線熱處理，即在較薄規(guī)格不銹鋼復(fù)合板的碳鋼面進(jìn)行快冷至一定溫度，同時(shí)在特厚不銹鋼復(fù)合板的碳鋼面進(jìn)行緩冷，減少不對(duì)稱(chēng)冷卻造成的復(fù)合板變形，并利用特厚復(fù)合板的余溫對(duì)較薄規(guī)格復(fù)合板進(jìn)行自回火處理，改善其碳鋼性能，從而獲得兩塊板形良好、力學(xué)與結(jié)合性能較佳的高品質(zhì)寬幅不銹鋼復(fù)合板。

3　結(jié)語(yǔ)

本文利用ABAQUS有限元軟件，對(duì)比分析

了對(duì)稱(chēng)及非對(duì)稱(chēng)熱軋?zhí)睾駥挿讳P鋼復(fù)合板的應(yīng)變、接觸應(yīng)力及溫度分布情況，并針對(duì)非對(duì)稱(chēng)組坯形式，提出了溫度補(bǔ)償及不對(duì)稱(chēng)快冷的方法，以實(shí)現(xiàn)對(duì)特厚復(fù)合坯板形、力學(xué)性能及結(jié)合性能的控制。模擬結(jié)果表明，非對(duì)稱(chēng)組坯在各道次軋制時(shí)均有利于特厚復(fù)合板碳鋼與不銹鋼間的界面結(jié)合，且采用溫度補(bǔ)償，能有效改善板坯翹曲現(xiàn)象，并可一次性獲得一塊寬幅特厚復(fù)合板與一塊寬幅較薄規(guī)格復(fù)合板，提高生產(chǎn)效率；此外，非對(duì)稱(chēng)組坯設(shè)計(jì)還可實(shí)現(xiàn)控軋控冷及后續(xù)在線熱處理，使不銹鋼快速避開(kāi)敏化區(qū)間，確保其與碳鋼協(xié)同變形，大大提高結(jié)合界面變形程度，促進(jìn)界面結(jié)合。

目前，本研究尚處于模擬階段，數(shù)據(jù)還不完整，還需進(jìn)行后續(xù)試驗(yàn)對(duì)比，但該思路可為大規(guī)格高品質(zhì)寬幅特厚不銹鋼復(fù)合板的實(shí)際生產(chǎn)提供理論參考。

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[責(zé)任編輯董貞]

Simulation research on feasibility of hot rolling asymmetrically assembled high quality stainless clad steel plates

ZhangXinjin,HeBingleng,ZhuZhichao,HeYi,LiMengnie

(Materials Research Institute for Energy Equipments, China First Heavy Industries, Tianjin 300457, China)

In this paper, an extra-thick clad steel plate and a thin clad steel plate were asymmetrically assembled, and the strains, contact stresses and temperature distributions of assembly during the hot rolling process were calculated by ABAQUS finite software. Through temperature compensation and cooling control, the feasibility of hot rolling asymmetrically assembled clad steel plates was also investigated by numerical simulation. The results show that asymmetrical assembly design is beneficial to the interfacial bonding between carbon steel layer and stainless steel layer of the extra-thick clad plate during each rolling pass. By controlling the temperature difference between upper and lower surface, the slab warping phenomenon can be effectively improved, and both a thin and an-extra thick stainless clad steel plates can be obtained at the same time, thus improving the production efficiency. Moreover, asymmetrical assembly design also enables the control of rolling and cooling, and therefore ensures the cooperative deformation of stainless steel and carbon steel in the core section and promotes its interfical bonding as a consequence.

hot rolling; assembly; stainless clad steel plate; flateness; interfacial bonding; finite element analysis

2015-12-31

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2013AA031302)．

張心金(1984-)，男，中國(guó)第一重型機(jī)械股份公司能源裝備材料科學(xué)研究所工程師．E-mail：88xjbb@163.com

TG335.8

A

1674-3644(2016)04-0259-06