專利名稱：一種預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明屬于軋鋼技術(shù)領(lǐng)域，具體涉及一種預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法。
背景技術(shù)：
隨著鋼鐵產(chǎn)品市場(chǎng)競(jìng)爭(zhēng)的加劇，用戶對(duì)產(chǎn)品的價(jià)格和質(zhì)量要求越來(lái)越苛刻，這就要求鋼鐵生產(chǎn)企業(yè)必須不斷提高產(chǎn)品的質(zhì)量，降低生產(chǎn)成本。為達(dá)此目的，對(duì)鋼鐵加工系統(tǒng)而言，可通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)反復(fù)試制方法，確定最佳成分和工藝。但這需要耗費(fèi)大量的人力和財(cái)力，而且由于實(shí)驗(yàn)過(guò)程缺乏相應(yīng)的理論指導(dǎo)，一般需要經(jīng)過(guò)很長(zhǎng)的時(shí)間。近年來(lái)，隨著計(jì)算機(jī)、物理冶金、軋制技術(shù)的發(fā)展，在物理冶金原理和大量實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，構(gòu)建成分、工藝、組織與性能的數(shù)學(xué)模型，對(duì)鋼材熱軋過(guò)程進(jìn)行模擬與組織性能預(yù)測(cè)，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)生產(chǎn)工藝的最優(yōu)化。這對(duì)降低檢驗(yàn)費(fèi)用；縮短新產(chǎn)品開(kāi)發(fā)周期，降低開(kāi)發(fā)費(fèi)用；穩(wěn)定產(chǎn)品質(zhì)量，減少?gòu)U品損失；實(shí)現(xiàn)全自動(dòng)精確控制，提高生產(chǎn)能力具有重要意義。
熱軋過(guò)程中的組織演變及性能預(yù)報(bào)始于20世紀(jì)70年代的英國(guó)(CM Sellars，Proc.Int.Conf.Hot Working and Forming Processes，Sheffield，ed.By CM Sellarsand GJ Davies，Met.Soc.，London(1980))。90年代在美國(guó)能源部和美國(guó)國(guó)家鋼鐵局的巨額資助和主持下，加拿大不列顛哥倫比亞大學(xué)冶金過(guò)程工程中心和美國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)局以及北美14家鋼鐵企業(yè)共同開(kāi)發(fā)了一套板材連軋的過(guò)程模擬軟件(AISI-HSMM.Integ Process Group，Inc.(USA)，http://www.integpg.com)。該軟件已在北美大鋼鐵企業(yè)中使用多年，反應(yīng)很好。另外，奧鋼聯(lián)工程公司(VAI)與林茨鋼廠合作開(kāi)發(fā)了連軋帶鋼質(zhì)量控制系統(tǒng)(J.Andorfer，G.Hribernig，A.Luger，et al.使用VAI-Q Strip系統(tǒng)首次實(shí)現(xiàn)熱軋帶鋼力學(xué)性能的全面控制，鋼鐵，2001，3642-46)，該系統(tǒng)已先后用于低碳鋼和高強(qiáng)度低合金鋼的生產(chǎn)過(guò)程，可根據(jù)板坯的化學(xué)成分及測(cè)量的生產(chǎn)數(shù)據(jù)計(jì)算出力學(xué)性能，并可以修正目標(biāo)生產(chǎn)數(shù)據(jù)(如精軋溫度和卷取溫度等)，以達(dá)到所要求的力學(xué)性能。此外，韓國(guó)浦項(xiàng)公司、英鋼聯(lián)、西門子公司及德國(guó)的蒂森公司等，開(kāi)發(fā)了不同類型的力學(xué)性能預(yù)報(bào)系統(tǒng)，有些已開(kāi)始商業(yè)應(yīng)用。
國(guó)內(nèi)對(duì)組織性能進(jìn)行了大量的研究，也建立了組織演變和力學(xué)性能的預(yù)報(bào)模型(許云波，劉相華，王國(guó)棟.熱軋帶鋼組織與性能預(yù)測(cè)和控制模型及其應(yīng)用前景，鋼鐵研究學(xué)報(bào)，2002，14(1)65-68.②薛利平，鹿守理，竇曉峰等.金屬熱變形時(shí)組織演化的有限元模擬及性能預(yù)報(bào)，北京科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2000，22(1)34-37)。此外，還開(kāi)展了組織性能預(yù)報(bào)工作，結(jié)合工藝和物理冶金模型，開(kāi)發(fā)了模擬軟件ROLLAN(王利明，沙孝春，李殿中，等.Rollan帶鋼熱軋過(guò)程組織演變與性能預(yù)報(bào)軟件的開(kāi)發(fā)，新一代鋼鐵材料國(guó)際會(huì)議[c]，北京2001)，現(xiàn)已在線使用，離線預(yù)報(bào)誤差可以滿足免檢(或抽檢)的需要。
盡管已有不少科研機(jī)構(gòu)和研究者在構(gòu)建熱軋過(guò)程中的物理冶金模型，開(kāi)發(fā)組織性能預(yù)測(cè)系統(tǒng)等方面進(jìn)行了大量的探索和努力，但效果仍不容樂(lè)觀，還存在許多問(wèn)題，主要表現(xiàn)在(1)現(xiàn)有的性能預(yù)報(bào)系統(tǒng)對(duì)于C-Mn鋼能夠滿足少檢甚至免檢的要求，但對(duì)于微合金鋼，要做到精確預(yù)報(bào)還有一定的難度；(2)在含Nb帶鋼的組織性能預(yù)報(bào)方面，國(guó)內(nèi)外的文獻(xiàn)報(bào)道了一些相關(guān)的子模型的研究，但未見(jiàn)到全面預(yù)報(bào)含Nb帶鋼生產(chǎn)過(guò)程中組織演變和力學(xué)性能的報(bào)道；(3)進(jìn)口軟件成本高。

發(fā)明內(nèi)容
本發(fā)明的目的是提供一種低成本的、能夠準(zhǔn)確和快速預(yù)報(bào)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法。
為實(shí)現(xiàn)上述目的，本發(fā)明以物理冶金模型為基礎(chǔ)，采用熱模擬實(shí)驗(yàn)與工業(yè)生產(chǎn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析相結(jié)合的方法，建立針對(duì)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的數(shù)學(xué)模型；并選擇VB語(yǔ)言編制熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的預(yù)報(bào)軟件。
本發(fā)明包括以下步驟首先，用有限差分法建立溫度模型，包括輥道上軋件溫度模型、粗軋段軋件溫度模型、精軋段軋件溫度模型、層流冷卻段軋件溫度模型；其次，建立軋制線上奧氏體再結(jié)晶模型，包括加熱時(shí)奧氏體晶粒長(zhǎng)大模型、粗軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型、精軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型；再次，建立軋后冷卻過(guò)程中相變模型，包括相變?cè)杏谀Ｐ?、珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度模型、各相體積分?jǐn)?shù)模型、鐵素體的晶粒尺寸模型；末此，建立組織與性能關(guān)系模型，包括屈服強(qiáng)度模型、抗拉強(qiáng)度模型、延伸率模型；最后，選擇VB語(yǔ)言編寫有關(guān)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的預(yù)報(bào)軟件。
具體步驟如下一、奧氏體再結(jié)晶模型1、加熱時(shí)奧氏體晶粒長(zhǎng)大模型D1.7=D01.7+252.37·exp(-164098.31T)·t0.389---(1)]]>式中D為保溫時(shí)間為t時(shí)的晶粒尺寸μm；t為保溫時(shí)間s；D0為初始奧氏體的晶粒尺寸μm；T為保溫溫度K。
2、粗軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型(1)粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變模型ϵc1=6.446×10-5×D00.5·Z0.2231---(2)]]>Z=ϵ·exp(3120008.31T)---(3)]]>式中εc1為粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界變形量；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；Z為Zener-Holloman參數(shù)； 為變形速率s-1；T為變形溫度K。
(2)粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶百分比模型Xd1=1-exp(-6.31(ϵ-ϵCϵS-ϵC)4.59)---(4)]]>ϵS=A·0.006·D00.5(ϵ·exp(3120008.31T))0.1027---(5)]]>式中Xd1為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積百分?jǐn)?shù)；ε為真應(yīng)變；εS為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)的應(yīng)變大??； 為變形速率s-1；R是氣體常數(shù)；A為修正系數(shù)。
(3)粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒大小模型
Dd1＝250000Z-0.34(6)式中Dd1為粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒大?。?為變形速率；T為變形溫度K；Z為Zener-Holloman參數(shù)。
(4)粗軋靜態(tài)再結(jié)晶百分比模型Xs1=1-exp(-1.4×(tts)0.626)---(7)]]>ts=0.2413ϵ-0.112exp(2836T)---(8)]]>式中Xs1為在道次變形間隙中停留時(shí)間為t時(shí)的靜態(tài)再結(jié)晶體積百分?jǐn)?shù)；t為再結(jié)晶時(shí)間s；tS為半軟化時(shí)間s，即再結(jié)晶到50％時(shí)所需時(shí)間；T為停留時(shí)軋件溫度K；ε為真應(yīng)變。
(5)粗軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小模型Ds1=334×D00.4ϵ-0.185exp(-450008.31T)---(9)]]>式中Ds1為靜態(tài)再結(jié)晶剛完成時(shí)的奧氏體晶粒直徑μm；ε為真應(yīng)變；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；T為變形溫度K。
(6)粗軋未再結(jié)晶晶粒大小模型Dn1＝D0exp(-ε/12) (10)式中Dn1為粗軋變形后扁平狀晶粒的等效直徑μm；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；ε為真應(yīng)變。
3、精軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型(1)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變模型ϵC2=5.6×10-4D00.5exp(3000008.31T)---(11)]]>式中εC2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界變形量；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；T為變形溫度K。
(2)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶百分比模型Xd2=1-exp(-0.693(ϵ-ϵcϵ0.5)2)---(12)]]>
ϵ0.5=1.3×10-5D00.28ϵ·0.005exp(3000008.31T)---(13)]]>式中Xd2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積百分?jǐn)?shù)；εC為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界變形量；ε為真應(yīng)變；ε0.5為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶達(dá)到50％所需要的應(yīng)變量；D0為變形前奧氏體晶粒直徑μm； 為變形速率s-1；T為變形溫度K。
(3)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸模型Dd2＝22600Z-0.27(14)式中Dd2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸；Z為Zener-Holloman參數(shù)。
(4)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒的長(zhǎng)大模型Ddyn22=Dd22+3900Ceq-1.43·t0.3exp(-5380/T)---(15)]]>式中Ddyn2為道次間停留時(shí)間t以后的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸μm；Dd2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸μm；Ceq為C當(dāng)量；t為道次間停留時(shí)間s。
(5)精軋靜態(tài)再結(jié)晶開(kāi)始時(shí)間模型t0.05=6.75×10-20ϵ-4·D0·exp(3000008.31T)·exp{(2.75×105T-185)[Nb%]}---(16)]]>式中t0.05為精軋靜態(tài)再結(jié)晶達(dá)到5％時(shí)所需要的時(shí)間s，ε為真應(yīng)變；D0為變形前奧氏體晶粒直徑μm；T為變形溫度K；[Nb％]為Nb元素的百分含量。
(6)精軋靜態(tài)再結(jié)晶百分比模型X＝1-exp{0.693(t/t0.5)2}(17)t0.5=2.52×10-19ϵpD01.7exp(3250008.31T325000/RT)---(18)]]>式中X為停留時(shí)間t時(shí)精軋靜態(tài)再結(jié)晶百分?jǐn)?shù)；t為停留時(shí)間s；ε為真應(yīng)變；T為變形溫度K；D0為變形前奧氏體晶粒尺寸μm。
(7)精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小模型
Ds2=3.000×D00.2ϵ0.5---(19)]]>式中Ds2為精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小μm；D0為變形前奧氏體晶粒尺寸μm；ε為真應(yīng)變。
(8)精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒的長(zhǎng)大模型Dstat24.5=Ds24.5+3.68×107Ceq-1.43·exp(-7000/T)·t0.7---(20)]]>式中Dstat2為精軋?jiān)俳Y(jié)晶完成后經(jīng)過(guò)t時(shí)的晶粒直徑μm；Ds2為精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小μm；Ceq為C當(dāng)量；T為溫度K；t為從再結(jié)晶剛完成開(kāi)始耗費(fèi)的時(shí)間s。
(9)精軋未發(fā)生再結(jié)晶的奧氏體晶粒模型Dn2＝D0·exp(-ε/4) (21)式中Dn2精軋變形后扁平狀晶粒的等效直徑μm；D0為變形前奧氏體晶粒尺寸μm；ε為真應(yīng)變。
二、軋后冷卻過(guò)程中相變模型1、相變?cè)杏谀Ｐ蚹f=exp4.91-13.339·[%C]-1.1922·[%Mn]+0.02505·(T-273)-3.5067×10-5·(T-273)2---(22)]]>lnτf＝-1.6454·lnkf+20·lnT+3.265×104·T-1-174.67(23)kp=exp11.2-16.002·[%C]-0.9797·[%Mn]+0.00791·(T-273)-2.313×10-5·(T-273)2---(24)]]>lnτp＝-0.91732·lnkp+20·lnT+1.9559×104·T-1-158.6 (25)kb=exp28.9-11.484·[%C]-1.1121·[%Mn]+0.13109·(T-273)-1.2077×10-4·(T-273)2---(26)]]>lnτb＝-0.68352·lnτb+20·lnT+1.6491×104·T-1-155.8 (27)式中kf，τf分別為鐵素體相變?cè)杏谀Ｐ偷某?shù)和孕育期；kp，τp分別為珠光體相變?cè)杏谀Ｐ统?shù)和孕育期；kb，τb分別為貝氏體相變?cè)杏谀Ｐ统?shù)和孕育期；T為溫度K；[C％]、[Mn％]分別為碳、鈮、錳的百分含量。
2、珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度模型
TPE＝951.30-143.26·[％C]-86.20[Nb％]-24.15·[％Mn] (28)式中TPE為珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度K；[C％]、[Nb％]、[Mn％]分別為碳、鈮、錳的百分含量。
3、各相體積分?jǐn)?shù)模型X=1-exp(-12.24{2.24D×q+0.114×(Δϵ)2}×{1+4×Δϵ}×k×tn)---(29)]]>式中X為奧氏體轉(zhuǎn)變后各相的體積分?jǐn)?shù)；D為相變前奧氏體的晶粒尺寸μm；q為形狀系數(shù)，取值范圍為1.2-3.8；Δε為殘余應(yīng)變；T為相變時(shí)間s；n為Avrami系數(shù)，鐵素體為2.4，珠光體為2.0，貝氏體為2.5，k值對(duì)于鐵素體可采用式(22)計(jì)算，對(duì)于珠光體k值可采用式(24)計(jì)算，對(duì)于貝氏體k值可采用式(26)計(jì)算。
4、鐵素體的晶粒尺寸模型lndf0＝-0.4688×ln[2.24/D×q+0.144×(Δε)2]+0.005724×Ar3-0.53259×ln(1+4.0×Δε)+0.13113×lnVf-3.95 (30)df2＝df02+24.811×df00.5888exp[-181.56/(Tc-723)] (31)式中df0為相變后鐵素體的晶粒尺寸μm，D為相變前奧氏體的晶粒尺寸μm，Δε為殘余應(yīng)變，Ar3為鐵素體開(kāi)始轉(zhuǎn)變溫度K，Vf為鐵素體開(kāi)始轉(zhuǎn)變后的體積分?jǐn)?shù)，q為形狀系數(shù)，取值范圍為1.2-3.8，df為最終鐵素體的晶粒尺寸μm，Tc為卷取溫度K。
三、組織與性能關(guān)系模型1、屈服強(qiáng)度模型
σs＝1158201[C％]+591.73[Nb％]+1559.80df-0.5+3877.34Vp-0.193Tc-10.20h-39202 (32)2、抗拉強(qiáng)度模型σb＝7824.90[C％]+1519.10[Nb％]+1900.16df-0.5+4098.58Vp-0.34Tc-9.10h-362.29 (33)3、延伸率模型δ＝0.39[Mn％]-106.0[Si％]+561.74[Nb％]-0.15Vp+9.32df-0.5-0.0021Tc+26.51 (34)式(32)、(33)、(34)中的[C％]、[Nb％]、[Mn％]為碳、鈮、錳的百分含量df為鐵素體的晶粒尺寸μm、Vp為珠光體的體積分?jǐn)?shù)；Tc為卷取溫度K、h為帶鋼厚度mm。
四、選擇VB語(yǔ)言編寫有關(guān)熱軋帶鋼組織及力學(xué)性能的預(yù)報(bào)軟件，其軟件的主流程為采用熱模擬實(shí)驗(yàn)與工業(yè)生產(chǎn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析相結(jié)合的方法，建立針對(duì)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的數(shù)學(xué)模型，包括建立溫度模型，建立奧氏體再結(jié)晶模型，建立相變模型，建立組織與性能關(guān)系模型；在此基礎(chǔ)上，采用VB語(yǔ)言編制熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的預(yù)報(bào)軟件；首先，輸入鋼種的化學(xué)成分和工藝參數(shù)，根據(jù)奧氏體再結(jié)晶模型中的公式進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變?chǔ)臗，如果道次應(yīng)變?chǔ)糯笥趧?dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變?chǔ)臗，就采用動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型分別計(jì)算粗軋和精軋的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)；如果道次應(yīng)變?chǔ)判∮趧?dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變?chǔ)臗，就采用靜態(tài)再結(jié)晶模型分別計(jì)算粗軋和精軋的靜態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)。
然后，在奧氏體再結(jié)晶計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，根據(jù)軋后冷卻過(guò)程中相變模型中的公式進(jìn)行計(jì)算。分別計(jì)算鐵素體和珠光體的孕育期以及珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度TPE，再根據(jù)疊加法則和相變模型分別計(jì)算n時(shí)刻鐵素體的體積分?jǐn)?shù)Vfn和珠光體的體積分?jǐn)?shù)Vpn。當(dāng)溫度T小于珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度TPE時(shí)，通過(guò)迭代法分別計(jì)算n+1時(shí)刻鐵素體的體積分?jǐn)?shù)Vf(n+1)和珠光體的體積分?jǐn)?shù)Vp(n+1)；當(dāng)溫度T小于珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度TPE時(shí)，鐵素體和珠光體的體積分?jǐn)?shù)計(jì)算結(jié)束；貝氏體的體積分?jǐn)?shù)Vb可根據(jù)鐵素體和珠光體的體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行計(jì)算。
最后，在軋后冷卻過(guò)程中相變計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，根據(jù)組織與性能關(guān)系模型給中的公式進(jìn)行計(jì)算，就能分別計(jì)算屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度及延伸率。
由于采用上述技術(shù)方案，本發(fā)明能夠快速、準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能，為離線優(yōu)化熱軋含Nb帶鋼生產(chǎn)工藝提供“電腦試生產(chǎn)”平臺(tái)。本發(fā)明對(duì)熱軋含Nb帶鋼力學(xué)性能的預(yù)報(bào)與實(shí)測(cè)值吻合，預(yù)報(bào)的屈服強(qiáng)度與實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度誤差在±15MPa范圍的比例≥85％，預(yù)報(bào)的抗拉強(qiáng)度與實(shí)測(cè)抗拉強(qiáng)度誤差在±20MPa范圍的比例≥90％，預(yù)報(bào)的延伸率與實(shí)測(cè)延伸率誤差在±7％范圍的比例≥90％。而且，本發(fā)明可方便的進(jìn)行擴(kuò)充或修改、擴(kuò)大其應(yīng)用范圍。


圖1是本發(fā)明的總流程框圖；圖2是奧氏體再結(jié)晶計(jì)算流程框圖；圖3是軋后冷卻過(guò)程中相變計(jì)算流程框圖；圖4是組織與性能計(jì)算流程框圖；圖5是預(yù)報(bào)軟件參數(shù)設(shè)定界面；圖6是預(yù)報(bào)軟件對(duì)粗軋軋制過(guò)程中奧氏體再結(jié)晶預(yù)報(bào)結(jié)果；圖7是預(yù)報(bào)軟件對(duì)精軋軋制過(guò)程中奧氏體再結(jié)晶預(yù)報(bào)結(jié)果；圖8是預(yù)報(bào)軟件對(duì)最終組織的預(yù)報(bào)結(jié)果；圖9是預(yù)報(bào)軟件對(duì)成品力學(xué)性能的預(yù)報(bào)結(jié)果。
具體實(shí)施例方式
一種預(yù)測(cè)熱軋帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，以某鋼廠的1700mm熱連軋WL510帶鋼生產(chǎn)為例，結(jié)合附圖和實(shí)例對(duì)本發(fā)明作進(jìn)一步詳細(xì)的說(shuō)明。
本實(shí)施例如圖1所示，以物理冶金模型為基礎(chǔ)，采用熱模擬實(shí)驗(yàn)與工業(yè)生產(chǎn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析相結(jié)合的方法，建立針對(duì)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的數(shù)學(xué)模型；并采用VB語(yǔ)言編制熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的預(yù)報(bào)軟件。
本實(shí)施例包括以下步驟首先，用有限差分法建立溫度模型，包括輥道上軋件溫度模型、粗軋段軋件溫度模型、精軋段軋件溫度模型、層流冷卻段軋件溫度模型；其次，建立軋制線上奧氏體再結(jié)晶模型，包括加熱時(shí)奧氏體晶粒長(zhǎng)大模型、粗軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型、精軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型；再次，建立軋后冷卻過(guò)程中相變模型，包括相變?cè)杏谀Ｐ?、珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度模型、各相體積分?jǐn)?shù)模型、鐵素體的晶粒尺寸模型；末此，建立組織與性能關(guān)系模型，包括屈服強(qiáng)度模型、抗拉強(qiáng)度模型、延伸率模型；最后，選擇VB語(yǔ)言編寫有關(guān)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的預(yù)報(bào)軟件。
具體步驟如下一、奧氏體再結(jié)晶模型1、加熱時(shí)奧氏體晶粒長(zhǎng)大模型D1.7=D01.7+252.37·exp(-164098.31)·t0.389---(1)]]>式中D為保溫時(shí)間為t時(shí)的晶粒尺寸μm；t為保溫時(shí)間s；D0為初始奧氏體的晶粒尺寸μm；T為保溫溫度K。
2、粗軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型(1)粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變模型ϵc1=6.446×10-5×D00.5·Z0.2231---(2)]]>Z=ϵ·exp(3120008.31T)---(3)]]>式中εc1為粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界變形量；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；Z為Zener-Holloman參數(shù)； 為變形速率s-1；T為變形溫度K。
(2)粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶百分比模型Xd1=1-exp(-6.31(ϵ-ϵCϵS-ϵC)4.59)---(4)]]>ϵS=A·0.006·D00.5(ϵ·exp(3120008.31T))0.1027---(5)]]>式中Xd1為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積百分?jǐn)?shù)；ε為真應(yīng)變；εs為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)的應(yīng)變大??； 為變形速率s-1；R是氣體常數(shù)；A為修正系數(shù)。
(3)粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒大小模型
Dd1＝250000Z-0.34(6)式中Dd1為粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒大小； 為變形速率；T為變形溫度K；Z為Zener-Holloman參數(shù)。
(4)粗軋靜態(tài)再結(jié)晶百分比模型Xs1=1-exp(-1.4×(tts)0.626)---(7)]]>ts=0.2413ϵ-0.112exp(2836T)---(8)]]>式中Xs1為在道次變形間隙中停留時(shí)間為t時(shí)的靜態(tài)再結(jié)晶體積百分?jǐn)?shù)；t為再結(jié)晶時(shí)間s；tS為半軟化時(shí)間s，即再結(jié)晶到50％時(shí)所需時(shí)間；T為停留時(shí)軋件溫度K；ε為真應(yīng)變。
(5)粗軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小模型Ds1=334×D00.4ϵ-0.185exp(-450008.31T)---(9)]]>式中Ds1為靜態(tài)再結(jié)晶剛完成時(shí)的奧氏體晶粒直徑μm；ε為真應(yīng)變；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；T為變形溫度K。
(6)粗軋未再結(jié)晶晶粒大小模型Dn1＝D0exp(-ε/12) (10)式中Dn1為粗軋變形后扁平狀晶粒的等效直徑μm；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；ε為真應(yīng)變。
3、精軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型(1)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變模型ϵC2=5.6×10-4D00.5exp(3000008.31)---(11)]]>式中εC2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界變形量；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；T為變形溫度K。
(2)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶百分比模型Xd2=1-exp(-0.693(ϵ-ϵcϵ0.5)2)---(12)]]>
ϵ0.5=1.3×10-5D00.28ϵ·0.005exp(3000008.31T)---(13)]]>式中Xd2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積百分?jǐn)?shù)；εC為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界變形量；ε為真應(yīng)變；ε0.5為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶達(dá)到50％所需要的應(yīng)變量；D0為變形前奧氏體晶粒直徑μm； 為變形速率s-1；T為變形溫度K。
(3)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸模型Dd2＝22600Z-0.27(14)式中Dd2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸；Z為Zener-Holloman參數(shù)。
(4)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒的長(zhǎng)大模型Ddyn22=Dd22+3900Ceq-1.43·t0.3exp(-5380/T)---(15)]]>式中Ddyn2為道次間停留時(shí)間t以后的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸μm；Dd2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸μm；Ceq為C當(dāng)量；t為道次間停留時(shí)間s。
(5)精軋靜態(tài)再結(jié)晶開(kāi)始時(shí)間模型t0.05=6.75×10-20ϵ-4·D0·exp(3000008.31T)·exp{(2.75×105T-185[Nb%])}---(16)]]>式中t0.05為精軋靜態(tài)再結(jié)晶達(dá)到5％時(shí)所需要的時(shí)間s，ε為真應(yīng)變；D0為變形前奧氏體晶粒直徑μm；T為變形溫度K；[Nb％]為Nb元素的百分含量。
(6)精軋靜態(tài)再結(jié)晶百分比模型X＝1-exp{0.693(t/t0.5)2}(17)t0.5=2.52×10-19ϵpD01.7exp(3250008.31T325000/RT)---(18)]]>式中X為停留時(shí)間t時(shí)精軋靜態(tài)再結(jié)晶百分?jǐn)?shù)；t為停留時(shí)間s；ε為真應(yīng)變；T為變形溫度K；D0為變形前奧氏體晶粒尺寸μm。
(7)精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小模型
Ds2=3.000×D00.2ϵ0.5---(19)]]>式中Ds2為精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小μm；D0為變形前奧氏體晶粒尺寸μm；ε為真應(yīng)變。
(8)精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒的長(zhǎng)大模型Dstat24.5=Ds24.5+3.68×107Ceq-1.43·exp(-70000/T)·t0.7---(20)]]>式中Dstat2為精軋?jiān)俳Y(jié)晶完成后經(jīng)過(guò)t時(shí)的晶粒直徑μm；Ds2為精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小μm；Ceq為C當(dāng)量；T為溫度K；t為從再結(jié)晶剛完成開(kāi)始耗費(fèi)的時(shí)間s。
(9)精軋未發(fā)生再結(jié)晶的奧氏體晶粒模型Dn2＝D0·exp(-ε/4) (21)式中Dn2精軋變形后扁平狀晶粒的等效直徑μm；D0為變形前奧氏體晶粒尺寸μm；ε為真應(yīng)變。
二、軋后冷卻過(guò)程中相變模型1、相變?cè)杏谀Ｐ蚹f=exp4.91-13.339·[%C]-1.1922·[%Mn]+0.02505·(T-273)-3.5067×10-5·(T-273)2---(22)]]>lnτf＝-1.6454·lnkf+20·lnT+3.265×104·T-1-174.67 (23)kp=exp11.2-16.002·[%C]-0.9797·[%Mn]+0.00791·(T-273)-2.313×10-5·(T-273)2---(24)]]>lnτp＝-0.91732·lnkp+20·lnT+1.9559×104·T-1-158.6 (25)kb=exp28.9-11.484·[%C]-1.1121·[%Mn]+0.13109·(T-273)-1.2077×10-4·(T-273)2---(26)]]>lnτb＝-0.68352·lnτb+20·lnT+1.6491×104·T-1-155.8 (27)式中kf，τf分別為鐵素體相變?cè)杏谀Ｐ偷某?shù)和孕育期；kp，τp分別為珠光體相變?cè)杏谀Ｐ统?shù)和孕育期；kb，τb分別為貝氏體相變?cè)杏谀Ｐ统?shù)和孕育期；T為溫度K；[C％]、[Mn％]分別為碳、鈮、錳的百分含量。
2、珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度模型TPE＝951.30-143.26·[％C]-86.20[Nb％]-24.15·[％Mn] (28)式中TPE為珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度K；[C％]、[Nb％]、[Mn％]分別為碳、鈮、錳的百分含量。
3、各相體積分?jǐn)?shù)模型X=1-exp(-12.24{2.24D×q+0.114×(Δϵ)2}×{1+4×Δϵ}×k×tn)---(29)]]>式中X為奧氏體轉(zhuǎn)變后各相的體積分?jǐn)?shù)；D為相變前奧氏體的晶粒尺寸μm；q為形狀系數(shù)，取值范圍為1.2-3.8；Δε為殘余應(yīng)變；T為相變時(shí)間s；n為Avrami系數(shù)，鐵素體為2.4，珠光體為2.0，貝氏體為2.5，k值對(duì)于鐵素體可采用式(22)計(jì)算，對(duì)于珠光體k值可采用式(24)計(jì)算，對(duì)于貝氏體k值可采用式(26)計(jì)算。
4、鐵素體的晶粒尺寸模型lndf0＝-0.4688×ln[2.24/D×q+0.144×(Δε)2]+0.005724×Ar3-0.53259×ln(1+4.0×Δε)+0.13113×lnVf-3.95 (30)df2＝df02+24.811×df00.5888exp[-181.56/(Tc-723)] (31)式中df0為相變后鐵素體的晶粒尺寸μm，D為相變前奧氏體的晶粒尺寸μm，Δε為殘余應(yīng)變，Ar3為鐵素體開(kāi)始轉(zhuǎn)變溫度K，Vf為鐵素體開(kāi)始轉(zhuǎn)變后的體積分?jǐn)?shù)，q為形狀系數(shù)，取值范圍為1.2-3.8，df為最終鐵素體的晶粒尺寸μm，Tc為卷取溫度K。
三、組織與性能關(guān)系模型
1、屈服強(qiáng)度模型σs＝1158201[C％]+591.73[Nb％]+1559.80df-0.5+3877.34Vp-0.193Tc-10.20h-39202 (32)2、抗拉強(qiáng)度模型σb＝7824.90[C％]+1519.10[Nb％]+1900.16df-0.5+4098.58Vp-0.34Tc-9.10h-36229 (33)3、延伸率模型為δ＝0.39[Mn％]-106.0[Si％]+561.74[Nb％]-0.15Vp+9.32df-0.5-0.0021Tc+26.51 (34)式(32)、(33)、(34)中的[C％]、[Nb％]、[Mn％]為碳、鈮、錳的百分含量；df為鐵素體的晶粒尺寸μm、Vp為珠光體的體積分?jǐn)?shù)；Tc為卷取溫度K、h為帶鋼厚度mm。
四、選擇VB語(yǔ)言編寫有關(guān)熱軋帶鋼組織及力學(xué)性能的預(yù)報(bào)軟件，對(duì)組織性能進(jìn)行預(yù)報(bào)。
1、預(yù)報(bào)再結(jié)晶奧氏體再結(jié)晶計(jì)算流程框圖如圖2所示，輸入鋼種的化學(xué)成分和工藝參數(shù)，根據(jù)奧氏體再結(jié)晶模型給出的公式(1)～(21)公式進(jìn)行計(jì)算，先計(jì)算動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變?chǔ)臗，如果道次應(yīng)變?chǔ)糯笥趧?dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變?chǔ)臗，就采用動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型分別計(jì)算粗軋和精軋的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)；如果道次應(yīng)變?chǔ)判∮趧?dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變?chǔ)臗，就采用靜態(tài)再結(jié)晶模型分別計(jì)算粗軋和精軋的靜態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)。預(yù)報(bào)軟件對(duì)粗軋軋制過(guò)程中奧氏體再結(jié)晶預(yù)報(bào)結(jié)果如圖6所示，預(yù)報(bào)軟件對(duì)精軋軋制過(guò)程中奧氏體再結(jié)晶預(yù)報(bào)結(jié)果如圖7所示。
2、預(yù)報(bào)最終室溫組織軋后冷卻過(guò)程中相變計(jì)算流程框圖如圖3所示，在奧氏體再結(jié)晶計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，根據(jù)軋后冷卻過(guò)程中相變模型給出的公式(22)～(31)進(jìn)行計(jì)算，分別計(jì)算鐵素體和珠光體的孕育期以及珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度TPE，再根據(jù)疊加法則和相變模型分別計(jì)算n時(shí)刻鐵素體的體積分?jǐn)?shù)Vfn和珠光體的體積分?jǐn)?shù)Vpn。當(dāng)溫度T小于珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度TPE時(shí)，通過(guò)迭代法分別計(jì)算計(jì)算(n+1)時(shí)刻鐵素體的體積分?jǐn)?shù)Vf(n+1)和珠光體的體積分?jǐn)?shù)Vp(n+1)；當(dāng)溫度T小于珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度TPE時(shí)，鐵素體和珠光體的體積分?jǐn)?shù)計(jì)算結(jié)束；貝氏體的體積分?jǐn)?shù)Vb可根據(jù)鐵素體和珠光體的體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算結(jié)果如圖8所示，計(jì)算結(jié)果表明鐵素體的開(kāi)始轉(zhuǎn)變溫度為676.69℃，體積分?jǐn)?shù)為84.76％，平均晶粒尺寸為5.56μm，珠光體的開(kāi)始轉(zhuǎn)變溫度為655.53℃，體積分?jǐn)?shù)為11.81％，貝氏體的開(kāi)始轉(zhuǎn)變溫度為553.99℃，體積分?jǐn)?shù)為3.42％。
3、預(yù)報(bào)成品的力學(xué)性能組織與性能計(jì)算流程框圖如圖4所示，在軋后冷卻過(guò)程中相變計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，根據(jù)組織與性能關(guān)系模型給中的公式(32)～(34)進(jìn)行計(jì)算，就能分別計(jì)算屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度及延伸率。計(jì)算結(jié)果如圖9所示，屈服強(qiáng)度為457.16MPa，抗拉強(qiáng)度為545.01MPa，延伸率為29.33％。
為了驗(yàn)證所編制預(yù)報(bào)軟件的準(zhǔn)確性，在現(xiàn)場(chǎng)收集了部分成品性能檢驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)力學(xué)性能的預(yù)報(bào)值與實(shí)測(cè)值進(jìn)行比較(見(jiàn)附表1)，結(jié)果表明屈服強(qiáng)度的誤差小于±10.5MPa，抗拉強(qiáng)度的誤差小于±16MPa，延伸率的誤差小于±1.1％，說(shuō)明預(yù)報(bào)值與實(shí)測(cè)值吻合較好。進(jìn)一步對(duì)某鋼廠2002-2006年生產(chǎn)的含Nb鋼的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析和比較，發(fā)現(xiàn)預(yù)報(bào)的屈服強(qiáng)度與實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度誤差在±15MPa范圍的比例≥85％，預(yù)報(bào)的抗拉強(qiáng)度與實(shí)測(cè)抗拉強(qiáng)度誤差在±20MPa范圍的比例≥90％，預(yù)報(bào)的延伸率與實(shí)測(cè)延伸率誤差在±7％范圍的比例≥90％。
表1力學(xué)性能預(yù)報(bào)值與實(shí)測(cè)值比較

由于采用上述技術(shù)方案，本發(fā)明能夠快速、準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能，為離線優(yōu)化熱軋含Nb帶鋼生產(chǎn)工藝提供“電腦試生產(chǎn)”平臺(tái)。本發(fā)明對(duì)熱軋含Nb帶鋼力學(xué)性能的預(yù)報(bào)與實(shí)測(cè)值吻合，預(yù)報(bào)的屈服強(qiáng)度與實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度誤差在±15MPa范圍的比例≥85％，預(yù)報(bào)的抗拉強(qiáng)度與實(shí)測(cè)抗拉強(qiáng)度誤差在±20MPa范圍的比例≥90％，預(yù)報(bào)的延伸率與實(shí)測(cè)延伸率誤差在±7％范圍的比例≥90％。而且，本發(fā)明可方便的進(jìn)行擴(kuò)充或修改、擴(kuò)大其應(yīng)用范圍。
權(quán)利要求
1.一種預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于包括以下步驟(1)用有限差分法建立溫度模型，包括輥道上軋件溫度模型、粗軋段軋件溫度模型、精軋段軋件溫度模型、層流冷卻段軋件溫度模型；(2)建立軋制線上奧氏體再結(jié)晶模型，包括加熱時(shí)奧氏體晶粒長(zhǎng)大模型、粗軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型、精軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型；(3)建立軋后冷卻過(guò)程中相變模型，包括相變?cè)杏谀Ｐ?、珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度模型、各相體積分?jǐn)?shù)模型、鐵素體的晶粒尺寸模型；(4)建立組織與性能關(guān)系模型，包括屈服強(qiáng)度模型、抗拉強(qiáng)度模型、延伸率模型；(5)選擇VB語(yǔ)言編寫有關(guān)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的預(yù)報(bào)軟件。
2.根據(jù)權(quán)利要求1所述的預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于所述的奧氏體再結(jié)晶模型的加熱時(shí)奧氏體晶粒長(zhǎng)大模型D1.7=D01.7+252.37·exp(-164098.31T)·t0.398...(1)]]>式中D為保溫時(shí)間為t時(shí)的晶粒尺寸μm；t為保溫時(shí)間s；D0為初始奧氏體的晶粒尺寸μm；T為保溫溫度K。
3.根據(jù)權(quán)利要求1所述的預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于所述的奧氏體再結(jié)晶模型的粗軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型(1)粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變模型ϵc1=6.446×10-5×D00.5·Z0.2231...(2)]]>Z=ϵ·exp(3120008.31T)...(3)]]>式中εc1為粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界變形量；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；Z為Zener-Holloman參數(shù)； 為變形速率s-1；T為變形溫度K。(2)粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶百分比模型Xd1=1-exp(-6.31(ϵ-ϵCϵS-ϵC)4.59)...(4)]]>ϵS=A·0.006·D00.5(ϵ·exp(3120008.31T))0.1027...(5)]]>式中Xd1為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積百分?jǐn)?shù)；ε為真應(yīng)變；εS為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)的應(yīng)變大??； 為變形速率s-1；R是氣體常數(shù)；A為修正系數(shù)。(3)粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒大小模型Dd1＝250000Z-0.34(6)式中Dd1為粗軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒大??； 為變形速率；T為變形溫度K；Z為Zener-Holloman參數(shù)。(4)粗軋靜態(tài)再結(jié)晶百分比模型Xs1=1-exp(-1.4×(ttS)0.626)...(7)]]>ts=0.2413ϵ-0.112exp(2836T)...(8)]]>式中Xs1為在道次變形間隙中停留時(shí)間為t時(shí)的靜態(tài)再結(jié)晶體積百分?jǐn)?shù)；t為再結(jié)晶時(shí)間s；tS為半軟化時(shí)間s，即再結(jié)晶到50％時(shí)所需時(shí)間；T為停留時(shí)軋件溫度K；ε為真應(yīng)變。(5)粗軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小模型Ds1=334×D00.4ϵ-0.185exp(-450008.31T)...(9)]]>式中Ds1為靜態(tài)再結(jié)晶剛完成時(shí)的奧氏體晶粒直徑μm；ε為真應(yīng)變；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；T為變形溫度K。(6)粗軋未再結(jié)晶晶粒大小模型Dn1＝D0exp(-ε/12)(10)式中Dn1為粗軋變形后扁平狀晶粒的等效直徑μm；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；ε為真應(yīng)變。
4.根據(jù)權(quán)利要求1所述的預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于所述的奧氏體再結(jié)晶模型的精軋過(guò)程奧氏體再結(jié)晶模型(1)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變模型ϵC2=5.6×10-4D00.5exp(3000008.31T)...(11)]]>式中εC2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界變形量；D0為變形前的奧氏體晶粒直徑μm；T為變形溫度K。(2)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶百分比模型Xd2=1-exp(-0.693(ϵ-ϵcϵ0.5)2)...(12)]]>ϵ0.5=1.3×10-5D00.28ϵ·0.005exp(3000008.31T)...(13)]]>式中Xd2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積百分?jǐn)?shù)；εC為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界變形量；ε為真應(yīng)變；ε0.5為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶達(dá)到50％所需要的應(yīng)變量；D0為變形前奧氏體晶粒直徑μm； 為變形速率s-1；T為變形溫度K。(3)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸模型Dd2＝22600Z-0.27(14)式中Dd2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸；Z為Zener-Holloman參數(shù)。(4)精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒的長(zhǎng)大模型Ddyn22=Dd22+3900Ceq-1.43·t0.3exp(-5380/T)...(15)]]>式中Ddyn2為道次間停留時(shí)間t以后的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸μm；Dd2為精軋動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸μm；Ceq為C當(dāng)量；t為道次間停留時(shí)間s。(5)精軋靜態(tài)再結(jié)晶開(kāi)始時(shí)間模型t0.05=6.75×10-20ϵ-4·D0·exp(3000008.31T)·exp{(2.75×105T-185)[Nb%]}...(16)]]>式中t0.05為精軋靜態(tài)再結(jié)晶達(dá)到5％時(shí)所需要的時(shí)間s，ε為真應(yīng)變；D0為變形前奧氏體晶粒直徑μm；T為變形溫度K；[Nb％]為Nb元素的百分含量。(6)精軋靜態(tài)再結(jié)晶百分比模型X＝1-exp{0.693(t/t0.5)2}(17)t05=2.52×10-19ϵpD01.7exp(3250008.31T325000/RT)...(18)]]>式中X為停留時(shí)間t時(shí)精軋靜態(tài)再結(jié)晶百分?jǐn)?shù)；t為停留時(shí)間s；ε為真應(yīng)變；T為變形溫度K；D0為變形前奧氏體晶粒尺寸μm。(7)精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小模型Ds2=3.000×D00.2ϵ0.5...(19)]]>式中Ds2為精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小μm；D0為變形前奧氏體晶粒尺寸μm；ε為真應(yīng)變。(8)精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒的長(zhǎng)大模型Dstat24.5=Ds24.5+3.68×107Ceq-1.43·exp(-70000/T)·t0.7...(20)]]>式中Dstat2為精軋?jiān)俳Y(jié)晶完成后經(jīng)過(guò)t時(shí)的晶粒直徑μm；Ds2為精軋靜態(tài)再結(jié)晶晶粒大小μm；Ceq為C當(dāng)量；T為溫度K；t為從再結(jié)晶剛完成開(kāi)始耗費(fèi)的時(shí)間s。(9)精軋未發(fā)生再結(jié)晶的奧氏體晶粒模型Dn2＝D0·exp(-ε/4) (21)式中Dn2精軋變形后扁平狀晶粒的等效直徑μm；D0為變形前奧氏體晶粒尺寸μm；ε為真應(yīng)變。
5.根據(jù)權(quán)利要求1所述的預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于所述的軋后冷卻過(guò)程中相變模型的相變?cè)杏谀Ｐ蜑閗f=exp{4.91-13.339·[%C]-1.1922·[%Mn]+0.02505·(T-273)-3.5067×10-5·(T-273)2}...(22)]]>lnτf＝-1.6454·lnkf+20·lnT+3.265×104·T-1-174.67 (23)kp=exp{11.2-16.002·[%C]-0.9797·[%Mn]+0.00791·(T-273)-2.313×10-5·(T-273)2}...(24)]]>lnτp＝-0.91732·lnkp+20·lnT+1.9559×104·T-1-158.6 (25)kb=exp{28.9-11.484·[%C]-1.1121·[%Mn]+0.13109·(T-273)-1.2077×10-4·(T-273)2}...(26)]]>lnτb＝-0.68352·lnτb+20·lnT+1.6491×104·T-1-155.8 (27)式中kf，τf分別為鐵素體相變?cè)杏谀Ｐ偷某?shù)和孕育期；kp，τp分別為珠光體相變?cè)杏谀Ｐ统?shù)和孕育期；kb，τb分別為貝氏體相變?cè)杏谀Ｐ统?shù)和孕育期；T為溫度K；[C％]、[Mn％]分別為碳、鈮、錳的百分含量。
6.根據(jù)權(quán)利要求1所述的預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于所述的軋后冷卻過(guò)程中相變模型的珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度模型為TPE＝951.30-143.26·[％C]-86.20[Nb％]-24.15·[％Mn](28)式中TPE為珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度K；[C％]、[Nb％]、[Mn％]分別為碳、鈮、錳的百分含量。
7.根據(jù)權(quán)利要求1所述的預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于所述的軋后冷卻過(guò)程中相變模型的各相體積分?jǐn)?shù)模型為X=1-exp(-12.24{2.24D×q+0.114×(Δϵ)2}×{1+4×Δϵ}×k×tn)...(29)]]>式中X為奧氏體轉(zhuǎn)變后各相的體積分?jǐn)?shù)；D為相變前奧氏體的晶粒尺寸μm；q為形狀系數(shù)，取值范圍為1.2-3.8；Δε為殘余應(yīng)變；T為相變時(shí)間s；n為Avrami系數(shù)，鐵素體為2.4，珠光體為2.0，貝氏體為2.5，k值對(duì)于鐵素體可采用式(22)計(jì)算，對(duì)于珠光體k值可采用式(24)計(jì)算，對(duì)于貝氏體k值可采用式(26)計(jì)算。
8.根據(jù)權(quán)利要求1所述的預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于所述的軋后冷卻過(guò)程中相變模型的鐵素體的晶粒尺寸模型為lndf0＝-0.4688×ln[2.24/D×q+0.144×(Δε)2]+0.005724×Ar3-0.53259×ln(1+4.0×Δε)+0.13113×lnVf-3.95(30)df2＝df02+24.811×df00.5888exp[-181.56/(Tc-723)] 31)式中df0為相變后鐵素體的晶粒尺寸μm，D為相變前奧氏體的晶粒尺寸μm，Δε為殘余應(yīng)變，Ar3為鐵素體開(kāi)始轉(zhuǎn)變溫度K，Vf為鐵素體開(kāi)始轉(zhuǎn)變后的體積分?jǐn)?shù)，q為形狀系數(shù)，取值范圍為1.2-3.8，df為最終鐵素體的晶粒尺寸μm，Tc為卷取溫度K。
9.根據(jù)權(quán)利要求1所述的預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于所述組織與性能關(guān)系模型的屈服強(qiáng)度模型為σs＝11582.01[C％]+591.73[Nb％]+1559.80df-0.5+3877.34Vp-0.193Tc-10.20h-392.02 (32)
10.根據(jù)權(quán)利要求1所述的預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于所述組織與性能關(guān)系模型的抗拉強(qiáng)度模型為σb＝7824.90[C％]+1519.10[Nb％]+1900.16df-0.5+4098.58Vp-0.34Tc-9.10h-362.29 (33)
11.根據(jù)權(quán)利要求1所述的預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于所述的組織與性能關(guān)系模型的延伸率模型為δ＝0.39[Mn％]-106.0[Si％]+561.74[Nb％]-0.15Vp+9.32df-0.5-0.0021Tc+26.51 (34)式(32)、(33)、(34)中的[C％]、[Nb％]、[Mn％]為碳、鈮、錳的百分含量；df為鐵素體的晶粒尺寸μm、Vp為珠光體的體積分?jǐn)?shù)；Tc為卷取溫度K、h為帶鋼厚度mm。
12.根據(jù)權(quán)利要求1所述的預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法，其特征在于所述的選擇VB語(yǔ)言編寫有關(guān)熱軋帶鋼組織及力學(xué)性能的預(yù)報(bào)軟件為采用熱模擬實(shí)驗(yàn)與工業(yè)生產(chǎn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析相結(jié)合的方法，建立針對(duì)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的數(shù)學(xué)模型，包括建立溫度模型，建立奧氏體再結(jié)晶模型，建立相變模型，建立組織與性能關(guān)系模型；在此基礎(chǔ)上，采用VB語(yǔ)言編制熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的預(yù)報(bào)軟件；首先，輸入鋼種的化學(xué)成分和工藝參數(shù)，根據(jù)奧氏體再結(jié)晶模型中的公式進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變?chǔ)臗，如果道次應(yīng)變?chǔ)糯笥趧?dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變?chǔ)臗，就采用動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型分別計(jì)算粗軋和精軋的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)；如果道次應(yīng)變?chǔ)判∮趧?dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變?chǔ)臗，就采用靜態(tài)再結(jié)晶模型分別計(jì)算粗軋和精軋的靜態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)；然后，在奧氏體再結(jié)晶計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，根據(jù)軋后冷卻過(guò)程中相變模型中的公式進(jìn)行計(jì)算，分別計(jì)算鐵素體和珠光體的孕育期以及珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度TPE，再根據(jù)疊加法則和相變模型分別計(jì)算n時(shí)刻鐵素體的體積分?jǐn)?shù)Vfn和珠光體的體積分?jǐn)?shù)Vpn。當(dāng)溫度T小于珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度TPE時(shí)，通過(guò)迭代法分別計(jì)算n+1時(shí)刻鐵素體的體積分?jǐn)?shù)Vf(n+1)和珠光體的體積分?jǐn)?shù)Vp(n+1)；當(dāng)溫度T小于珠光體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的溫度TPE時(shí)，鐵素體和珠光體的體積分?jǐn)?shù)計(jì)算結(jié)束；貝氏體的體積分?jǐn)?shù)Vb可根據(jù)鐵素體和珠光體的體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行計(jì)算。最后，在軋后冷卻過(guò)程中相變計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，根據(jù)組織與性能關(guān)系模型給中的公式進(jìn)行計(jì)算，就能分別計(jì)算屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度及延伸率。
全文摘要
本發(fā)明涉及一種預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的方法。以物理冶金模型為基礎(chǔ)，采用熱模擬實(shí)驗(yàn)與工業(yè)生產(chǎn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析相結(jié)合的方法，建立針對(duì)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的數(shù)學(xué)模型，包括建立溫度模型、軋制線上奧氏體再結(jié)晶模型、軋后冷卻過(guò)程中相變模型、組織與性能關(guān)系模型，并選擇VB語(yǔ)言編制熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能的預(yù)報(bào)軟件。本發(fā)明能夠快速、準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)熱軋含Nb帶鋼組織及力學(xué)性能，為離線優(yōu)化熱軋含Nb帶鋼生產(chǎn)工藝提供“電腦試生產(chǎn)”平臺(tái)?？煞奖愕倪M(jìn)行擴(kuò)充或修改、擴(kuò)大其應(yīng)用范圍。
文檔編號(hào)G01N33/20GK101046682SQ20071005200
公開(kāi)日2007年10月3日 申請(qǐng)日期2007年4月28日 優(yōu)先權(quán)日2007年4月28日
發(fā)明者趙剛, 宋平, 余馳斌, 蘇毅, 葉傳龍, 鮑思前, 陳良, 鄢檀力, 張?jiān)葡?申請(qǐng)人:武漢科技大學(xué), 武漢鋼鐵股份有限公司熱軋帶鋼廠