模型回歸船板合金鋁管的安裝

            對船板合金鋁管的產量、性能和質量的要求越來越高。合金鋁管鐵企業要提供更多高強度、高精度、具有良好低溫沖擊韌性和焊接性能的船合金鋁管板［１－２］，隨著中國造船業的迅速發展。這就要求在船板合金鋁管生產過程中，要采用控軋控冷工藝，特別是軋后控制冷卻工藝。為了制定合理的工藝，必須非常清楚合金鋁管的相變規律。線性能預報系統的準確性很大程度取決于相變動力學模型，這就需要合理的模型來描述該合金鋁管的相變動力學行為，而國內在相變模型方面的研究比較少。中厚板在層流冷卻過程中最主要的相變就是鐵素體和珠光體相變，這種轉變主要是形核和長大

Ａａｒｏｎｓｏｎ等對沒有合金鋁管殘余應變的奧氏體轉變為鐵素體的形核機制進行了研究，并認為鐵素體在奧氏體邊界處形核。ＵＢＣ的Ｍｉｌｉｔｚｅｒ從１９９０年開始也用一系列的模型來描述相變行為［７］。Ｌｅｅ等［８－９］采用多元回歸的方法回歸了Ａｖｒａｍｉ方程中的參數，并且認為ｌｎｋ及ｎ是合金鋁管中化學元素及碳含量的函數。筆者不僅對ＣＣＳＥ船板合金鋁管的連續轉變曲線（ＣＣＴ）進行了測定，還對試驗合金鋁管的連續轉變動力學行為（奧氏體轉變為鐵素體和珠光體）進行了回歸擬合分析，對制定合理的控軋控冷工藝提供了依據，也為性能預報提供了合理的相變動力學模型。１．１試驗材料試驗材料為某合金鋁管廠生產的軋態ＣＣＳＥ船板合金鋁管，

 質量分數，％）１．２試樣制備將試驗合金鋁管板在機加工車間進行加工，得到如圖１所示熱膨脹試驗要求的尺寸規格。１．３試驗方法將加工好的試樣在日本株式會社Ｆｏｒｍａｓｔｅｒ熱膨脹儀上試驗。試驗時以１０℃／ｓ的加熱速度加熱至１０５０℃的奧氏體化溫度，并在此溫度保溫５ｍｉｎ以充分奧氏體化。然后，分別以０．０３、０．０６、０．１４０．２８、０．８３、１．６６、４．１５、８．３、１６．６和４１．５℃／ｓ的冷卻速度冷卻至室溫。不同冷卻速度冷卻后的試樣沿焊接點附近橫向切開，進行拋光，用濃度約４％的硝酸酒精溶液進行侵蝕，并在微鏡下觀察金相組織最后，用維氏硬度計在５Ｎ的載荷下測量每個冷速下試樣的硬度，每個試樣測量５組，取平均值。試驗結果及分析根據溫度－膨脹量曲線可以確定該船板合金鋁管的Ａｃ１、Ａｃ３溫度和各冷卻速率下的相變開始和結束溫度，進而結合金相組織和試樣硬度確定ＣＣＴ曲線圖２為ＣＣＳＥ船板合金鋁管的靜態ＣＣＴ曲線。ＣＣＳＥ船板合金鋁管靜態ＣＣＴ試驗冷卻后的室溫金相組織如圖３所示。由圖可知，當冷速為０．０３和０．０６℃／ｓ時，金相組織為多邊形鐵素體和少量分布在多邊形鐵素體晶界上的珠光體；當冷速為０．１４℃／ｓ時，組織主要是多邊形鐵素體和分布于鐵素體晶界處的珠光體，但此時組織中已經出現了很少量的貝氏體組織；冷速分別為０．２８、０．８３和１．６６℃／ｓ時，組織為鐵素體、珠光體和貝氏體，只是隨著冷速的增加，貝氏體組織越來越多，冷速為１．６６℃／ｓ時，貝氏體已經相當多；冷速為４．１５和８．３℃／ｓ時，組織主要為貝氏體和少量多邊形鐵素體和珠光體；從冷速１６．６℃／ｓ開始，已經看不到鐵素體和珠光體，基本上是貝氏體和少量馬氏體，從硬度上也能證實組織為馬氏體和貝氏體的混合組織，難以區分；冷速為４１．５℃／ｓ時，全部為馬氏體組織，硬度很高。原始組織為多邊形鐵素體和珠光體，組織均勻，由于是軋態試樣，可以看見明顯帶狀組織，晶粒拉長。從金相照片中也可以看出隨著冷速的增加，所得到組織晶粒尺寸逐漸減小。模型回歸相變點的回歸模型對于連續冷卻轉變中相變開始溫度和相變結束溫度的計算，參考Ｈａｗｂｏｌｔ［１０］和ＡＫｕｍａｒ［１１］相變開始溫度的研究方法，建立如式（１）相變點模型。利用Ｇａｕｓｓ－Ｎｅｗｔｏｎ非線性回歸方法得到回歸系數ａ和ｂ，即可得到相變點與冷速之間的回歸模型方程。式中ｗＣ為合金鋁管中碳的質量分數；ｗＭｎ為合金鋁管中錳的質量分數。根據試驗合金鋁管的化學成分含量，計算得到ＴＡｅ３＝８４４．９℃，對試驗結果進行回歸計算，得到相變點與冷速之間的關系模型如式（３）回歸模型預測值與相變點真實值的對比如圖４所示。從回歸曲線中可以看出，此回歸模型基本上能反映出相變開始和結束溫度與冷速之間的關系，回歸曲線與試驗溫度值走向和趨勢基本一致，試驗值與回歸值之間的吻合較好。