D0I:10.13374/1.issm100103.2008.03.008 第30卷第3期 北京科技大学学报 Vol.30 No.3 2008年3月 Journal of University of Science and Technology Beijing Mar,2008 钢管张力减径过程传热模型 陈万里)姜泽毅) 张欣欣)张海燕) 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)上海宝钢分公司钢管厂，上海201900 摘要为了提高钢管张力减径过程的轧制质量、降低能耗以及控制终轧温度的准确性，从而为钢管出炉温度提供科学设定 依据，通过对传热机理分析，建立了钢管张力减径过程传热模型，给出了除鳞、轧制及空冷阶段钢管边界热流的计算式·基于 塑性材料的变分原理，建立了轧制变形区的变形热计算模型.结果表明：变形热对钢管温度分布影响不可忽略；该模型能真实 反映钢管在张力减径过程中的温度变化，与实测结果吻合较好，可用于钢管再加热和张力减径过程中的参数分析及工艺 优化· 关键词钢管：张力减径；传热模型：变形热 分类号TG335.7 Heat transfer model in pipe stretch-reducing process CHEN Wanli,JIA NG Zeyi),ZHA NG Xinxin).ZHA NG Haiyan2) 1)School of Mechanical Engineering University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083,China 2)Steel Tubing Plant.Baosteel Branch.Shanghai 201900.China ABSTRACT In order to improve the rolled quality of pipe stretch-reducing process,reduce energy consumption.exactly control fin- ishing temperature,and thus offer scientific set values to pipe tapping temperature,based on analyzing the mechanism of heat trans- fer,a mathematical model of heat transfer in pipe stretch-reducing process is derived,in which the boundary conditions in the process- es of descaling,rolling and air cooling are provided.The equation of deformation heat in rolling deformation zone is also obtained using the variation principle of plastic material.The results indicate that the effect of deformation heat on the steel pipe 's thermal distribu- tion should not be ignored.The mathematical model provided can present the pipe's temperature fluctuation and agree well with the testing values in the process of stretch-reducing.Accordingly,the model can be used in the parameter analysis and technologic opti- mization of the processes of steel pipe reheating and stretch-reducing. KEY WORDS steel pipe:stretch-reducing:heat transfer model:deformation heat 主要参数定义 g一变形热，Wm3; A一辐射与导热间的耦合系数； vx一管辊相对速度（轴向），ms一1； C,一钢管的比热容，Jkg1K1； “,一径向变形速度，ms; H一剪切变速度强度，s1； v0一周向变形速度，ms1; T。一轧辊特征温度，K; a一综合对流换热系数，Wm一2K1; Tw一高压水温度，K; &一等效对流换热系数，Wm一2k1: T∞一环境温度，K; e一表面发射率； V:一钢管出第i道机架时速度，ms1 一机架表面发射率； k一钢管的热导率，WmK一： 飞一钢管表面发射率； PR一轧制压力，Pa; q一边界热流密度，Wm一2； ,一径向线变形速度，s1; ,一轴向线变形速度，s1； 收稿日期：2006-11-25修回日期：2007-01-08 0一周向线变形速度，s1; 作者简介：陈万里(1981一)，男，硕士研究生：姜泽毅(1972一)，男， 副教授，博士 。一机架对钢管的角系数；
钢管张力减径过程传热模型 陈万里1） 姜泽毅1） 张欣欣1） 张海燕2） 1） 北京科技大学机械工程学院北京100083 2） 上海宝钢分公司钢管厂上海201900 摘 要 为了提高钢管张力减径过程的轧制质量、降低能耗以及控制终轧温度的准确性从而为钢管出炉温度提供科学设定 依据通过对传热机理分析建立了钢管张力减径过程传热模型给出了除鳞、轧制及空冷阶段钢管边界热流的计算式．基于 塑性材料的变分原理建立了轧制变形区的变形热计算模型．结果表明：变形热对钢管温度分布影响不可忽略；该模型能真实 反映钢管在张力减径过程中的温度变化与实测结果吻合较好可用于钢管再加热和张力减径过程中的参数分析及工艺 优化． 关键词 钢管；张力减径；传热模型；变形热 分类号 TG335∙7 Heat transfer model in pipe stretch-reducing process CHEN W anli 1）JIA NG Zeyi 1）ZHA NG Xinxin 1）ZHA NG Haiyan 2） 1） School of Mechanical EngineeringUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China 2） Steel Tubing PlantBaosteel BranchShanghai201900China ABSTRACT In order to improve the rolled quality of pipe stretch-reducing processreduce energy consumptionexactly control finishing temperatureand thus offer scientific set values to pipe tapping temperaturebased on analyzing the mechanism of heat transfera mathematical model of heat transfer in pipe stretch-reducing process is derivedin which the boundary conditions in the processes of descalingrolling and air cooling are provided．T he equation of deformation heat in rolling deformation zone is also obtained using the variation principle of plastic material．T he results indicate that the effect of deformation heat on the steel pipe’s thermal distribution should not be ignored．T he mathematical model provided can present the pipe’s temperature fluctuation and agree well with the testing values in the process of stretch-reducing．Accordinglythe model can be used in the parameter analysis and technologic optimization of the processes of steel pipe reheating and stretch-reducing． KEY WORDS steel pipe；stretch-reducing；heat transfer model；deformation heat 收稿日期：2006-11-25 修回日期：2007-01-08 作者简介：陈万里（1981—）男硕士研究生；姜泽毅（1972—）男 副教授博士 主要参数定义 A—辐射与导热间的耦合系数； Cp—钢管的比热容J·kg —1·K —1 ； H—剪切变速度强度s —1 ； Ta—轧辊特征温度K； T w—高压水温度K； T ∞—环境温度K； V i—钢管出第 i 道机架时速度m·s —1 ； k—钢管的热导率W·m —1·K —1 ； PR—轧制压力Pa； q—边界热流密度W·m —2 ； qv—变形热W·m —3 ； v x—管辊相对速度（轴向）m·s —1 ； vr—径向变形速度m·s —1 ； vθ—周向变形速度m·s —1 ； α—综合对流换热系数W·m —2·K —1 ； αsa—等效对流换热系数W·m —2·K —1 ； ε—表面发射率； εf—机架表面发射率； εs—钢管表面发射率； ε · r—径向线变形速度s —1 ； ε · x—轴向线变形速度s —1 ； ε · θ—周向线变形速度s —1 ； ●fs—机架对钢管的角系数； 第30卷 第3期 2008年 3月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．30No．3 Mar．2008 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2008．03．008
.290 北京科技大学学报 第30卷 Y一除鳞综合对流修正系数； 初始条件： Yx一角变形速度(rx面)，s1； t=0,T=T0 (2) Y0一角变形速度(r0面)，s1; 边界条件： Ya一角变形速度(0x面)，s1; -k3,-R9 (3) 门一变形热转换效率，取0.8~0.9； 求解该方程，关键在于确定张力减径变形热9、 “R一摩擦因数； (即内热源)和高压水除鳞、钢管与轧辊接触传热等 -3 p一钢管的密度，kgm 不同位置的边界热流 o0一黑体辐射常数，Wm-2K-4; 1.1高压水除鳞散热 高压水除鳞在工程上一般都采用牛顿冷却公式 o。一金属材料屈服极限，Pa; 进行计算： o,一剪切变形抗力，Pa; q=a(T一Tw) (4) tR一钢管表面摩擦力，Pa; 式中，高压水除鳞综合对流传热系数a,Wm2. ℃，一各道机架的轧制时间，s; K一1，一般采用工程经验公式计算 t.一高压水除鳞时间，s· a=YX10-0.0147(T-273.16p°-25[kPC,/(x元.)]0.5 张力减径（简称张减）是无缝钢管热轧生产工艺 (5) 的最后一道轧制工序.一般管坯出环形炉的温度为 式中，修正系数Y,根据现场实测数据和模型计算结 1230~1280℃，经过穿孔、连轧、运输等过程，温度 果比较，本文取0.95（仅适合本套设备）；P为高压 降到600~850℃，低于允许的张力减径温度，且沿 水压力，105Pa 管长方向上存在一定的温差，必须经过再加热炉加 1.2轧辊与钢管表面接触传热 热到900~1000℃出炉，经过高压水除鳞后，进入 轧辊与钢管表面接触传热是张力减径过程中的 张力减径机减径，温降在50~150℃范围内.钢管 关键边界问题，由于轧件与轧辊的接触时间相当短 在张力减径结束时的温度（终轧温度）是钢管轧制过 暂，其透热深度远小于特征尺寸，因此轧件与轧辊接 程的重要控制参数之一，终轧温度控制的准确性直 触时的导热近似服从半无限体不稳态导热规律，整 接影响到产品的质量和能耗. 个钢管与轧辊接触之间的传热由等效对流（包括对 要准确控制张力减径终轧温度，需要根据终轧 流和辐射)和接触导热两部分耦合而成3]： 实测温度和张力减径过程的传热模型，动态优化设 q=(1-A)&(T-T.)十A 定再加热炉的炉温制度，钢管张力减径过程是连 KPC.(T-T.) πT, 续、多次、多角度的轧制变形过程，比板材轧制过程 (6) 复杂得多，轧制过程中变形功的处理以及轧件与轧 式中，轧辊特征温度T。根据设备资料取423.15K; 辊间的传热问题都需要详细地分析 由于张力诚径时孔型为椭圆形，有一定椭圆度，耦合 系数A比板才要小，根据板材的相关数据和现场实 1张力减径过程传热数学模型 测数据进行调试，取0.40.5比较合适（该系数与 参考板带材轧制时温降分析，结合钢管张力减 钢管材质、轧制力和表面质量等有关，仅适合于本套 径时塑性变形特点，在无缝钢管张力减径时，热量主 设备)：等效对流传热系数α可用下式求得，它是辐 要通过辐射、对流、与设备接触导热等形式散失，由 射和对流的综合： 于钢管张力减径过程是个高速、大变形的过程，变形 T4-T4 &=2.56T-T.+T-7。 7 热对钢管温度分布影响较大，不可忽略，必须建立变 形热计算模型. 1.3其他散热 由于钢管张力减径过程是个高速、近似轴对称 钢管在空冷区（进张力减径机组前和出张力减 的过程，并且长度远远大于直径，为了简化计算，可 径机组后)、非轧制区（机架间非变形区）等非接触区 以将传热过程看作一个沿径向的一维传热过程，则 主要通过辐射形式向外界散热： 钢管减径过程导热模型可描述为： q=00(T4-TA) (8) 2T-102T 在空冷区，环境温度T∞取环境大气温度，表面 ，k十g (1) 发射率e取钢管表面黑度，即e=E。;在非轧制区
γ—除鳞综合对流修正系数； γ · rx—角变形速度（ rx 面）s —1 ； γ · rθ—角变形速度（ rθ面）s —1 ； γ · θx—角变形速度（θx 面）s —1 ； η—变形热转换效率取0∙8～0∙9； μR—摩擦因数； ρ—钢管的密度kg·m —3 ； σ0—黑体辐射常数W·m —2·K —4 ； σc—金属材料屈服极限Pa； σs—剪切变形抗力Pa； τR—钢管表面摩擦力Pa； τr—各道机架的轧制时间s； τw—高压水除鳞时间s． 张力减径（简称张减）是无缝钢管热轧生产工艺 的最后一道轧制工序．一般管坯出环形炉的温度为 1230～1280℃经过穿孔、连轧、运输等过程温度 降到600～850℃低于允许的张力减径温度且沿 管长方向上存在一定的温差必须经过再加热炉加 热到900～1000℃出炉．经过高压水除鳞后进入 张力减径机减径温降在50～150℃范围内．钢管 在张力减径结束时的温度（终轧温度）是钢管轧制过 程的重要控制参数之一终轧温度控制的准确性直 接影响到产品的质量和能耗［1］． 要准确控制张力减径终轧温度需要根据终轧 实测温度和张力减径过程的传热模型动态优化设 定再加热炉的炉温制度．钢管张力减径过程是连 续、多次、多角度的轧制变形过程比板材轧制过程 复杂得多轧制过程中变形功的处理以及轧件与轧 辊间的传热问题都需要详细地分析． 1 张力减径过程传热数学模型 参考板带材轧制时温降分析结合钢管张力减 径时塑性变形特点在无缝钢管张力减径时热量主 要通过辐射、对流、与设备接触导热等形式散失．由 于钢管张力减径过程是个高速、大变形的过程变形 热对钢管温度分布影响较大不可忽略必须建立变 形热计算模型． 由于钢管张力减径过程是个高速、近似轴对称 的过程并且长度远远大于直径为了简化计算可 以将传热过程看作一个沿径向的一维传热过程则 钢管减径过程导热模型可描述为： ρCp ∂T ∂τ ＝ 1 r ∂ ∂r k ∂T ∂r ＋qv （1） 初始条件： τ＝0T＝ T0 （2） 边界条件： —k ∂T ∂r r＝ R ＝q （3） 求解该方程关键在于确定张力减径变形热 qv （即内热源）和高压水除鳞、钢管与轧辊接触传热等 不同位置的边界热流． 1∙1 高压水除鳞散热 高压水除鳞在工程上一般都采用牛顿冷却公式 进行计算： q＝α（ T— T w） （4） 式中高压水除鳞综合对流传热系数 αW·m —2· K —1一般采用工程经验公式计算［2—4］： α＝γ×10—0∙00147（ T—273∙16） P 0∙25［ kρCp／（πτw）］ 0∙5 （5） 式中修正系数 γ根据现场实测数据和模型计算结 果比较本文取0∙95（仅适合本套设备）；P 为高压 水压力105Pa． 1∙2 轧辊与钢管表面接触传热 轧辊与钢管表面接触传热是张力减径过程中的 关键边界问题．由于轧件与轧辊的接触时间相当短 暂其透热深度远小于特征尺寸因此轧件与轧辊接 触时的导热近似服从半无限体不稳态导热规律．整 个钢管与轧辊接触之间的传热由等效对流（包括对 流和辐射）和接触导热两部分耦合而成［2—35］： q＝（1— A）αsa（ T— Ta）＋ A kρCp πτr （ T— Ta） （6） 式中轧辊特征温度 Ta 根据设备资料取423∙15K； 由于张力减径时孔型为椭圆形有一定椭圆度耦合 系数 A 比板才要小根据板材的相关数据和现场实 测数据进行调试取0∙4～0∙5比较合适（该系数与 钢管材质、轧制力和表面质量等有关仅适合于本套 设备）；等效对流传热系数 αsa可用下式求得它是辐 射和对流的综合［3］： αsa＝2∙56 T— Ta＋εσ0 T 4— T 4 a T— Ta （7） 1∙3 其他散热 钢管在空冷区（进张力减径机组前和出张力减 径机组后）、非轧制区（机架间非变形区）等非接触区 主要通过辐射形式向外界散热： q＝εσ0（ T 4— T 4 ∞） （8） 在空冷区环境温度 T ∞取环境大气温度表面 发射率ε取钢管表面黑度即 ε＝εs；在非轧制区 ·290· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第3期 陈万里等：钢管张力减径过程传热模型 .291. T∞取机架温度，e为钢管与张力减径机架之间的系 =y+ 统辐射系数，即： Yx-arTax 在式(10)第2项中，R为钢管表面摩擦力， E- 1-+1一9.十1 (9) TR=ER PR. E. 3数值模拟与实测验证 2张力减径变形热的计算 采用辐射测温仪对张力减径过程钢管表面温度 钢管在张力减径时，变形区产生的热量包括变 进行了现场实测，根据设备情况，可选测点主要有 形热、摩擦热等。在实际生产中，张力减径机的功率 出再加热炉位置，高压水除鳞后，张力减径机组入 虽然能够在一定程度上反映变形热，但是由于钢管 口，第7、8、10、13、18、23、28道机架出口和终轧测厚 张力的影响，某个机架的电机消耗功率不一定完全 仪位置，图2是某规格钢管（荒管：152.5mm× 传给该机架下的钢管，也可能通过张力传给其他机 5.25mm;成品管：114.3mm×5.3mm;材质： 架，这就可能产生负功率，所以不能直接通过电机功 37M5)模拟计算结果与实际测试结果的比较图， 率来计算变形热. 1000 基于塑性材料的Mapco变分原理，变形热可以 950 通过下式求出]， 900 o,HdV+ TR vRdS+ ovds+ 800 o。V+1dS- o vids (10) 750 式中，括号内各项依次是变形区塑性变形功率、管材 t/s 与轧辊接触表面摩擦功率、速度间断面上的功率、后 张应力的功率和前张应力的功率 1一钢管中心温度；2一钢管表面温度；3一实测表面温度 图2数值模拟结果与实测结果的比较 在式(10)第一项中，剪切变形抗力6，=1.15× Fig.2 Comparison between numerically simulated results and mea o。,Pa;剪切变速度强度H通过下式求出： sured data H 从图2中可以看出，实测结果与模型计算结果 ,-02+(02+(,-)2+2(t流+) 基本一致，温度偏差在士5℃以内.选择五种典型规 (11) 格钢管进行实测验证，终轧测厚仪位置的温度偏差 在变形区内，假设同一截面上金属纵向和径向 均在士5℃以内，表明该模型能够满足工程计算精 速度沿壁厚都保持不变（如图1），则可推导得到一 度要求 个道次内钢管变形的平均应变速度， 4模型计算实例及结果分析 采用所建立的模型，模拟计算规格1（减径量较 小，初始和终轧外径分别为152mm和114.3 mm)和规格2（减径量较大，初始和终轧外径分别为 152mm和57mm)的钢管的张力减径过程，两种 规格钢管在张力减径过程中温度变化如图3.从图 图1钢管变形区示意图 中可以看出：钢管除鳞过程使得钢管表面温度迅速 Fig-I Abridged general view of steel pipe deformation zone 降低80~100℃，中心温度降低510℃；在变形过 程中，表面温度迅速下降，中心温度小幅上升.钢管 ,=Vs,0=8+Y,ex= Sidx' e0= -x' 在张力减径机组内，表面温度（离开轧辊后）基本呈 avo 1aV:Vo a=+6 先下降，后上升的趋势：中心温度呈上升趋势（随着 7,0=an+a6-,7a=ax+,0 变形率的不同，上升速度也不同)
T ∞取机架温度ε为钢管与张力减径机架之间的系 统辐射系数即： ε＝ 1 1—εs εs ＋ 1—εf εf ●fs＋1 （9） 2 张力减径变形热的计算 钢管在张力减径时变形区产生的热量包括变 形热、摩擦热等．在实际生产中张力减径机的功率 虽然能够在一定程度上反映变形热但是由于钢管 张力的影响某个机架的电机消耗功率不一定完全 传给该机架下的钢管也可能通过张力传给其他机 架这就可能产生负功率所以不能直接通过电机功 率来计算变形热． 基于塑性材料的 Mapco 变分原理变形热可以 通过下式求出［6］： qv＝η ∭V σs Hd V ＋∬S R τRνRd S＋∬S0 σsνrd S＋ ∬S i＋1 σc V i＋1d S—∬S i σc V id S （10） 式中括号内各项依次是变形区塑性变形功率、管材 与轧辊接触表面摩擦功率、速度间断面上的功率、后 张应力的功率和前张应力的功率． 在式（10）第一项中剪切变形抗力 σs＝1∙15× σcPa；剪切变速度强度 H 通过下式求出： H＝ 2 3 （ε · r—ε · θ） 2＋（ε · θ—ε · x） 2＋（ε · r—ε · x） 2＋ 3 2 （γ ·2 rθ＋γ ·2 θx＋γ ·2 rx） （11） 在变形区内假设同一截面上金属纵向和径向 速度沿壁厚都保持不变（如图1）则可推导得到一 个道次内钢管变形的平均应变速度． 图1 钢管变形区示意图 Fig．1 Abridged general view of steel pipe deformation zone ε · r＝ V x Si ∂S ∂x ε · θ＝ ∂Vθ r∂θ ＋ V r r ε · x＝ ∂V x ∂x γ · rθ＝ ∂Vθ ∂r ＋ 1 r ∂V r ∂θ — Vθ r γ · θx＝ ∂Vθ ∂x ＋ ∂V x r∂θ γ · x r＝ ∂V x ∂r ＋ ∂V r ∂x ． 在式（10）第2项中τR 为钢管表面摩擦力 τR＝μR PR． 3 数值模拟与实测验证 采用辐射测温仪对张力减径过程钢管表面温度 进行了现场实测．根据设备情况可选测点主要有 出再加热炉位置高压水除鳞后张力减径机组入 口第7、8、10、13、18、23、28道机架出口和终轧测厚 仪位置．图2是某规格钢管（荒管：●152∙5mm × 5∙25mm；成 品 管：●114∙3mm ×5∙3mm；材 质： 37Mn5）模拟计算结果与实际测试结果的比较图． 1—钢管中心温度；2—钢管表面温度；3—实测表面温度 图2 数值模拟结果与实测结果的比较 Fig．2 Comparison between numerically simulated results and measured data 从图2中可以看出实测结果与模型计算结果 基本一致温度偏差在±5℃以内．选择五种典型规 格钢管进行实测验证终轧测厚仪位置的温度偏差 均在±5℃以内表明该模型能够满足工程计算精 度要求． 4 模型计算实例及结果分析 采用所建立的模型模拟计算规格1（减径量较 小初始和终轧外径分别为 ●152mm 和 ●114∙3 mm）和规格2（减径量较大初始和终轧外径分别为 ●152mm 和 ●57mm）的钢管的张力减径过程两种 规格钢管在张力减径过程中温度变化如图3．从图 中可以看出：钢管除鳞过程使得钢管表面温度迅速 降低80～100℃中心温度降低5～10℃；在变形过 程中表面温度迅速下降中心温度小幅上升．钢管 在张力减径机组内表面温度（离开轧辊后）基本呈 先下降后上升的趋势；中心温度呈上升趋势（随着 变形率的不同上升速度也不同）． 第3期 陈万里等： 钢管张力减径过程传热模型 ·291·
.292 北京科技大学学报 第30卷 1000 两种规格钢管在张力减径过程中各项散失热量 950 所占比例如表1.在整个张力减径过程中，轧辊与钢 900 管接触散热是所有散失热量中的主要部分(50%~ 850 70%);塑性变形产生的变形热也很大，甚至比高压 800 水除鳞和钢管表面向环境散失的热量都要多，能弥 750 补很大一部分散失热量，并且变形率越大，变形热越 700 多，所占比例也越大 ∥s 1一规格1钢管表面温度：2一规格1钢管中心温度：3一规格2钢 5结论 管表面温度：4一规格2钢管中心温度 钢管在张力减径过程中的温度变化受多种复杂 图3不同钢管张力减径过程的比较 Fig.3 Comparison between varied steel pipe stretch-reducing pro- 因素的影响，本文建立的钢管张力减径过程传热模 cesses 型能够满足工程计算精度要求.通过数值模拟计 表1不同域径量的钢管张力减径过程热量分配 Table 1 Heat dispensation of stretch-reducing processes at varied sizing reductions 单位体积散热/(m一3)及比例 单位体积变形 规格 除鳞散热 接触散热 空冷 总计 热/(km-3) 规格1 6.35(30%) 11.81(55%) 3.23(15%) 21.39 9.22 规格2 6.39(21%) 20.98(69%) 3.04(10%) 30.41 19.94 算，得到了不同规格钢管在张力减径过程中的温度 [5]Laasraovi A,Jonas JJ.Prediction of temperature distribution. 变化和各项热量所占比例情况，分析研究结果表 flow stress and microstructure during the multi pass rolling of steel plate and strip.ISU Int.1991,31(1):95 明：对于轧制速度较快、变形较大的钢管张力减径过 [6]Liu H M.Theory of the Three-Dimensional Rolling And Its Ap- 程而言，变形热对钢管温度分布影响较大，该模型 plicationStrip Element Method in Simulation of Rolling Pro- 可以用于钢管再加热和张力减径过程中的参数分析 ceses.Beijing:Science Press,1999 和工艺优化 (刘宏民.三维轧制理论及其应用一模拟轧制过程的条元 法.北京：科学出版社，1999) 参考文献 [7]Raudensky M.Horsky J.Tseng A A.et al.Heat transfer behav- ior of work rolls in hot rolling of shaped steels.Steel Res.1994. [1]JiangZ Y.Mathematical model of computer control in tube reheat 65(10):375 furnace and its application.Acta Metall Sin.2000,36(4):429 [8]Fu GZ.Liu J P.Zhao X F,et al.Temperature reducing calcula- (姜泽毅，钢（荒）管再加热炉计算机控制数学模型及应用，金属 tion model of sizing/stretch-reducing.Iron Steel.2004.39(12): 学报，2000,36(4)：429) 51 [2]Zhou JL,Li L X.Prediction of temperature field and mean flow (付国忠，刘建平，赵晓峰，等.定张减温降计算模型，钢铁， stress during hot strip rolling of X46 pipeline stee.J fron Steel 2004,39(12):51) Res,2005,117(1):34 [9]Chen Z T.Feng Y X.Experimental study on low alloy steels'de- (周家林，李立新.X46管线钢热连轧过程中温度场及平均流变 formation resistance during hot multipress rolling Angang Tech 应力的预测.钢铁研究学报，2005,117(1)：34) mol,1995,11:26) [3]Japan Iron &Steel Association.Theory and Practice of Strip (陈振韬，冯亚喧.低合金钢热轧多道变形抗力试验研究.鞍钢 Rolling.Translated by Wand G D.Hu G L.China Railway Pub- 技术，1995,11：26 lishing House,1990 [10]Wang GS.Fu R.Theoretical calculation and experimental anal- (日本钢铁协会，板带轧制理论与实践，王国栋，吴国梁，译，北 ysis of drive power during the tension reducing process.Steel 京：中国铁道工业出版社，1990) Rolling,2001,18(5):17 [4]Sellars C M.Computer modeling of hot working processes. (王国顺，符蓉·张力减径过程中电机功率的理论计算及分析. Mater Sei Technol.1985,1(4):325 轧钢，2001,18(5)：17)
1—规格1钢管表面温度；2—规格1钢管中心温度；3—规格2钢 管表面温度；4—规格2钢管中心温度 图3 不同钢管张力减径过程的比较 Fig．3 Comparison between varied steel pipe stretch-reducing processes 两种规格钢管在张力减径过程中各项散失热量 所占比例如表1．在整个张力减径过程中轧辊与钢 管接触散热是所有散失热量中的主要部分（50％～ 70％）；塑性变形产生的变形热也很大甚至比高压 水除鳞和钢管表面向环境散失的热量都要多能弥 补很大一部分散失热量并且变形率越大变形热越 多所占比例也越大． 5 结论 钢管在张力减径过程中的温度变化受多种复杂 因素的影响．本文建立的钢管张力减径过程传热模 型能够满足工程计算精度要求．通过数值模拟计 表1 不同减径量的钢管张力减径过程热量分配 Table1 Heat dispensation of stretch-reducing processes at varied sizing reductions 规格 单位体积散热／（kJ·m —3）及比例 除鳞散热 接触散热 空冷 总计 单位体积变形 热／（kJ·m —3） 规格1 6∙35（30％） 11∙81（55％） 3∙23（15％） 21∙39 9∙22 规格2 6∙39（21％） 20∙98（69％） 3∙04（10％） 30∙41 19∙94 算得到了不同规格钢管在张力减径过程中的温度 变化和各项热量所占比例情况．分析研究结果表 明：对于轧制速度较快、变形较大的钢管张力减径过 程而言变形热对钢管温度分布影响较大．该模型 可以用于钢管再加热和张力减径过程中的参数分析 和工艺优化． 参 考 文 献 ［1］ Jiang Z Y．Mathematical model of computer control in tube reheat furnace and its application．Acta Metall Sin200036（4）：429 （姜泽毅．钢（荒）管再加热炉计算机控制数学模型及应用．金属 学报200036（4）：429） ［2］ Zhou J LLi L X．Prediction of temperature field and mean flow stress during hot strip rolling of X46pipeline steel．J Iron Steel Res2005117（1）：34 （周家林李立新．X46管线钢热连轧过程中温度场及平均流变 应力的预测．钢铁研究学报2005117（1）：34） ［3］ Japan Iron ＆ Steel Association．Theory and Practice of Strip Rolling．Translated by Wand G DHu G L．China Railway Publishing House1990 （日本钢铁协会．板带轧制理论与实践．王国栋吴国梁译．北 京：中国铁道工业出版社1990） ［4］ Sellars C M．Computer modeling of hot working processes． Mater Sci Technol19851（4）：325 ［5］ Laasraovi AJonas J J．Prediction of temperature distribution flow stress and microstructure during the multi pass rolling of steel plate and strip．ISU Int199131（1）：95 ［6］ Liu H M．Theory of the Three-Dimensional Rolling A nd Its Application— Strip Element Method in Simulation of Rolling Processes．Beijing：Science Press1999 （刘宏民．三维轧制理论及其应用———模拟轧制过程的条元 法．北京：科学出版社1999） ［7］ Raudensky MHorsky JTseng A Aet al．Heat transfer behavior of work rolls in hot rolling of shaped steels．Steel Res1994 65（10）：375 ［8］ Fu G ZLiu J PZhao X Fet al．Temperature reducing calculation model of sizing／stretch-reducing．Iron Steel200439（12）： 51 （付国忠刘建平赵晓峰等．定张减温降计算模型．钢铁 200439（12）：51） ［9］ Chen Z TFeng Y X．Experimental study on low alloy steels’deformation resistance during hot multipress rolling．A ngang Technol199511：26） （陈振韬冯亚喧．低合金钢热轧多道变形抗力试验研究．鞍钢 技术199511：26 ［10］ Wang G SFu R．Theoretical calculation and experimental analysis of drive power during the tension reducing process．Steel Rolling200118（5）：17 （王国顺符蓉．张力减径过程中电机功率的理论计算及分析． 轧钢200118（5）：17） ·292· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷