全浮动芯棒钢管连轧过程有限元分析齐秀美。，赵忠毅。，苏惠超２．任学平。北京｝ｒ｝立人学材｛｛科学‘Ｊｒ程学院．北京１０００８３２ｉｍⅧ铁＆份有限０—４ｉ制＂０ＵⅧ管ｒ．１’海２０Ｊ９∞）捕要结☆±Ｆ实＆．采用ＡＢ＾０ｕｓ，卧叫ｃ，ｔ拙山耦０算洁．Ｈ‘ｔⅧ０１４０ｍｍ拿口￡力８棒钢管琏轧过＃ｍ¨ｒ仿鞋ｊ｝析。分析结果表１Ｗ．再机颦轧制山的模拟值’Ｊ安测值嘲台。在第１２ｍ放轧制时，＃‰”ｔ管∞接№Ｈ＾日＾值’『｛现０孔坝Ｂ：第３－５道次轧制时．１；Ｅｄ侧壁Ｅ．第６地扶轧制时接触ｍ枷倒壁Ｋ。Ｊ４Ｌ顶Ｅ的ｊ｝布接近。毛管拒扎型中轧制目．横自变＊主要表现为金属ｎ扎ⅢＢ向侧壁Ｍ的流动．侧壁Ｂ＆｛横自盘扁＊帆，这是造成荒管横截面半挣Ⅻ壁厚Ｒ寸十均∞主要席崮．制管连轧过程中毛管的温度变化主要出毛管’，轧制Ｉ具之问口匀接触按热以及毛管奉身的变形热所决定．关键字；全浮动甚棒｝钢管；连轧；肯限元中国分类号ＴＧ３３５７１１引言近年米，随着计算机技术及有限冗理论的迅速发展，国内外研究人员利用仿真分析对钢管连轧的７Ｌ型设计及优化、产品尺寸精度控制及新设备新锢种开发等方面进行了深八研究，并进行了』、量的工业应用【Ｈ。本Ⅳｆ究采刖ＡＢＡＱＵＳ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ热力耦台方法，结合宝锅０１４０删ｎ全浮动芯棒连轧管机绀生产实际情况进行建模，对钢管连轧过程进行了仿真分析，主耍分析了连轧过程中的轧制山、毛管与轧辊的接触府力分巾、金属流动规律、荒管截而尺寸精度希Ｊ温度场的演变，２有限元分析模型２．１实体模型及边界条件由ｒ整个轧￥ｆ模型ｎ有对称性．为喊小计算量，采川Ｉ／４对称简化模型进行仿真分析．如酎Ｉ所示。轧辊设为离敞刚性壳．一＆棒设为解析剐性壳，毛管（连轧坯料）为变形实体。为口省计算时间．机架甸距缩短为２００ｒａｍ【ｆ‘业实际机架间距为１０００ｍｍ），毛管Ｋ度缩短为１０００ｍｍ（实际毛管长度约为８０００Ｔｉｍｉ）。奉研究采川∞ｌ规格为０１５Ｉ５２５孔魁系．毛管规格为０１７９Ｘ１４５ｒａｍ（外释×擘厚）．荒管（连轧产品）５×５ｒａｍ．芯捧直径为】３８ｒａｍ。ＨＩⅧ竹连“ｎｍⅡ＊＊』Ｌ¨＊ⅢＡ日＊Ⅻ＊毛管采州八竹点线性＾面体申元进行计算喇格的划分，为保ｉ止计算精度，拄Ｊ々度方向划分ｒ６层网格，头部局部细化。轧靴采川四口点一ｌ｛｝：双线忖！刚性四边形单元。由丁芯棒设定为解析刚体面，无需划分网格。靛个计掉模ｎ９单，畦女为５３３２９，扭点数为６１５４４。轧辊与毛管２问啦定为库伦胯擦接触，岸攘系数取为０．３。由丁芯棒车¨毛管的速度不断变化，芯棒与储倚舟婚纳””１＋妞“哟川１””““＾博＿紧川“济舢㈣埘盯龇∞毛管内壁各处的表面接触状况也不尽相同，实际上的芯棒与毛管内壁摩擦系数在整个连轧过料中是不断变化的。考虑剑芯棒采取了润滑措施，且按照现场人量试验的推算，毛管‘』芯棒之间的摩擦系数取为０．０７１５Ｊ，亦采川库伦摩擦定义。毛管与轧辊、毛管与芯棒之间的接触处理采用面一面有限滑移运动接触算法。除了对模型分别进行Ｘ，Ｙ方向的对称约束外，还对轧辊平¨芯棒分别进行平动与转动约束，仅保留轧辊在轴向的转动及芯棒在轧向的平动。考虑剑对称关系，毛管及．１：具（轧辊，芯棒）在对称面上的热流均设定为Ｏ，即对称面上作绝热处理。２．２材料属性材料的Ｊ茁服按照ＶｏｎＭｉｓｅｓ各向同性屈服准则。弹性阶段为各向同性的线弹性，塑性本构关系满足Ｌｅｖｙ－Ｍｉｓｅｓ增量理论。工具及轧件内部的换热遵从Ｆｏｕｒｉｅｒ定律，轧件与环境之间同时进行辐射与对流换热，轧件与工具之间为接触换热。毛管与空气的对流换热系数取ｌＯＷ／（ｍ２・－ｃ）ｔ刚，毛管与工具的接触换热系数取２０ＸＷ／（ｍ２・℃）Ｉ７＇３ｌ，毛管的发射率设定为０．８。ｍ应变速率１１ｓ戍复速睾５／ｓ应变速牢ＩＯ／ｓ应变速串３０１ｓ—ｎ－ｎＴ’１０３应变速串５０／ｓｍ≈２∞妄撕：芋ｉ’∞∞蘑罨蘑暴丝压：：器；磨陉岫ｒｃ绔－并５琴－一。ｆ”℃詹蘸９５０＂Ｃ－／，，——一９５０＂（７｜／‘，———一１０００℃垆扩…暑真应变图２研究钢种的热变形抗力图３研究钢种的热物性参致研究钢种为Ｔ９１，采川Ｇｌｅｅｂｌｅ．１５００热模拟机测定其在若干温度及变形速率下的变形抗力如图２所示，其它温度及变形速率卜．的变彤抗力采川线性插值方法获得。研究钢种的弹性模量、线膨胀系数、热导率及比热随温度变化的情况如图３所示，其泊松比取Ｏ．３。２．３初始条件大生产是将芯棒插入毛管，通过辊道给予一定的初始速度运往连轧机，毛管依靠惯性冲击轧辊而实现咬入。根据人生产数据，毛管与芯棒的初始速度约为１．８８ｍ／ｓ，各机架轧辊转速如表ｌ所示。参照实际生产数据，模拟计算所需的毛管开轧温度、Ｉ：具温度、环境温度分别设定为１０６０℃、２５０℃和２５℃。表Ｉ各机架的轧辊转速３结果分析及讨论３．１各机架轧制力及接触压力分析１９ｌ幽４为模拟轧制力曲线。ｏ实测曲线的对比。ｌⅡＵ看出，第１、２机架实测曲线在疃入阶段具有较人的峰值，而模拟曲线的咬八峰值不明显。造成这种现象的原网可能与史际咬入冲－ｌ・及－ｂ机转速波动有关。模拟轧制力曲线抛钢阶段．第３－６机架轧制力显并上升，这种现象与芯棒速度跳跃７ｊ关。稳定轧制阶段，模拟值与实测值接近。南丁模拟本身不能反映实际轧制情况中奥氏体的动态、静态川复及再结品等软化情况，田而模拟轧制力与实测轧制力的筹异是客观存在的。螂忡Ｌ刹ｗ—ＭＰ＾５３１醋｜｜｜｜｜互。二。＝＝［二苴二匡｜｜｜｜蒸。ｉ二：＝￡：＝五二＝：ｌ＝．；厂，目５截取丁稳定轧ｇ峙￡时剿备道狄轧辊对毛管的接触压力分巾三图（圈中数字为机架号）。从吲中可咀看出，在ｌ、２道玖轧制时，毛管首先与轧辊的孔顶部位接触，冈而轧制过程的最人接触＿＿千１力出现在孔顶厉，第３－５道次．毛管首先与孔掣侧壁医接触，则昂人接触压力出现在侧掌Ｒ。第６道次接触压力在侧鼙眄与孔顶区的分和相’。第７、８道攻为橙棒和规圆道狄，其接触压力相对６ｉ而道敬几乎可以忽略，冈而幽中术列ｍ。土，；２Ｊ？皿咖蝴湖啪７牟目６＃辊对ｔ管的接触Ｅ力随ｍ察角度的变化拔雌ｌ划６ａ所示，对再逍玖接触Ｒ，＃｝毛管横向ｌ剐弧升贳穿接触中心Ｒ域选取分析踏释，再道次轧辊，，．。，，、与毛管的接触压力随圆弧角度的变化关系如图６ｂ。第ｌ、２道淡是毛管减径与减壁的主要承担道次，毛管塑性变形土要集中在孔丁贞区。第１、２道淡孔顶区接触压力超过８００ＭＰａ．往侧壁方向发展，划接触压力迅速ｒ降，侧壁＆开口防接触压力小于３００ＭＰａ。第３、４道次接触压力艟大值出现在７０。和１１０。附近，并分别向孔琐及开ｎ区域迅速减小，但孔顶区仍承担着较大的接触压力。第５道次接触压力最大值出现在６０。利１２０６附近，而帅。附近Ｒ域接触压力为零，即该道次毛管与轧辊孔顶区不发生接触。第６道次接触压力在孔顶区与侧壁区分布大小相当，分布规律不明显。３．２荒彗截面尺寸分析幽７显示了前两道扶变形后金属横截面上的等效应变分布情况。从图７ａ中可以看出，在ＸＹ平面内，第１道救的孔项盘属向Ｙ方向流动而发生宽展，在孔型圆弧的制约下，金属呈逆时针方向流动，但随着倜壁圆弧的阻挡作用逐渐增大，金属的流动也逐渐减弱。在孔型的侧壁垒开ｎ区域，金属沿圆周方向的流动根弱，主要阻形状改变为主。图７ａ中的Ａ点区域，即毛管内壁与芯棒接触分离点甜近，管内壁出现明显的反弯曲率，即脱离了正常的椭圆状态，这样可能导致孔型开口趾发生金属流动失稳，使管内壁授易出现缎向裂纹。经过第２道次侧压后（如图７ｂ），该道次孔厦区域的金属在ＸＹ平面内向ｘ方向发生宽展，在孔型圆氟的制约Ｆ，金属呈顺时针方向流动，同样由于倒壁圆弧阻碍的逐渐增强，金属流动减弱。经过前两道次变形后，金属在４５。区域产生堆积．后续道次的金属变彤和流动情况与前两道次相似，不断的加强了４５。区域的金属堆积。’金月横向‰动Ｅ淤。。ｊ罗目７目自ｍ敬盘Ｈ的《向流ｍ＆ｍ＃Ⅻ菩ｍ＾盘ｎｍ。：蓍蕈麓意，，目＼硭朴、，刮§一、卜，。鼍、卜，，。≯、，泛，～、≤＝㈣≯沁擘。等ｆ一㈣。．妒誊◇。～。聂、∥掣广她ｊ鞫８荒管横截耐牛轻和壁厚的模扭懂与理论值的对＆凹８给山了荒管横截面、‘径和壁厚凡叫的模拟值与理论值的对比情况。从幽中ｕｒ以看出，在周向的４５０、１３５。、２２５。及３１５。位置．荒管内外’ｒ径的模拟值小丁理论值．且在这些位置荒管具有最人的壁埠。在０。、１８０。｛ｔ置，’Ｆ衽的模拟值与理论值相符，但壁厚小于理论值。９。。和２７０。位置，’Ｉ径模拟值』‘丁理论值，且壁Ｊ｝也陪人ｒ理论值。由前面的分析可知，金属在横向的变形及流动不均是造成荒管横截面、－释ｍｆ罐』｝尺寸不均的上要原冈。３．３温度场演变分析如陶９ａ，分ＨＵ选取距离毛符头部５０ｎｕｎ、５００ｒａｍ、９５０ｒａｍ截面ｒ奇数道扶！Ｊ偶数道次轧制犀域毛蕾内外啭竹点．分析Ⅱ点温度随轧制时间的演变情况。ｆ。露｝■＿Ｊ雾，、ｃＤ仳８ｍ＃轧牲Ⅸ■、！ｇ｝；洲｝Ｌ｝一ｃ’Ｄ／，，’，，，Ｂｉ圈９轧件关＃位ｉＨ度存全＃栏∞滴变从创９ｂ中可以看出，粹道次咬＾时，头部”点Ａ、Ｂｔｏ轧制ｉ且接触瞬甸蒋＝【度急剧Ｉ＇ＲＦ：箨道狄轧制结束后，由丁变形热及热传导的作用，¨点韫度迅速同升。毛管经过第一道玖轧制，在孔型开口处形成“耳千”，。¨点Ｃ删处丁“耳子”的顶端，因而在咬入第一道献时节点Ｃ具有较人的变形螭．其形变热＾丁接触散热．蕊度迅速ｋＳｌ。轧件头部轧出第８机架后．外表而温度从１０６０℃Ｆ降为约１０４０℃，！，现场史测值接近。模拟轧制缩短了机架间隙，减小了轧制时问．田而模拟结果说明，钢管迕轧过科中毛管的温度变化土婴由毛管与轧制Ｉ。具Ｚ问的接触换热以及毛管本身的变彤热所巩定。从ｌ划９ｃ中可咀看小．轧什中部在第道敬ｌ吐入过挫中．毛管内世口点Ｂ的温度迅速上升。这是由ｒ｝Ｌｆｉ：ｑ＇部进入第道次时，芯棒速度己超过凌道次的轧仆速度．．苎棒住第ｊ苴救对－ｔ管山啦金属的拖挫导致较人柏睁榛热，“生．使得山晕金属升温。轧什ｒ｝ｌ部ＴＬＩＩＩ第８机架后，毛瞥挺【ｍ温腰也犟木艳定枉】０４０℃。从幽９ｄｒｆｌ－Ⅱ以再山，轧什尾部¨点潞度变化比较复杂，这主要是由Ｆ－轧¨垲部闪金属堆积而导致形状复尔，４Ｌ制过ｎ会屉的变形也相应要复杂得多，从而出现变形热！，热传导两种ｎ川２问星加的热力耦合现象。４结论Ｉ）备机架轧制力的模拟值与实测值吻合。在第１、２道次轧制时，轧辊对毛管的接触压力最人值山现在孔顶区：第３．５道次轧制时Ⅱｊ现任侧壁【式：第６道次轧制时接触压力在侧罐区与孔顶区的分布接近。２）毛管在孔型中轧制时，横向变形主要表现为金属从孔顶区向侧壁Ⅸ的流动，在一系列孔型中反复变形Ｊ亓，侧壁Ｉ又：发生横向金属堆积，这是造成荒管横截面半径和壁厚尺寸不均的土要原冈。３）钢管连轧过程中毛管的温度变化主要由毛管与轧制Ｉ：具之间的接触换热以及毛管本身的变形热所决定。５参考文献【ｌ】ＪｏｎａｓｉｎＥ，‰ＬＥｆｆｉｃｉｅｎｔｔｈｒｅｅ－ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｍｏｄｅｌｏｆｒｏｌｌｉｎｇｕｓｉｎｇＡａｌｌｅｘｐｌｉｃｉｔｆｉｎｉｔｅ－ｅｌｅｍｅｎｔｆｏｒｍｕｌａｔｉｏｎ【Ｊ】．ＣｏｍｍｕｎｉｃａｔｉｏｎｓＮｕｍｅｒｉｃａｌＭｅｔｈｏｄｓｉｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ．１９９３，９（７）：６１３－６２７．Ｃ，ＭａｒｃｅｌａＢＧＥｄｕａｒｄｏＮＤ．Ｆｉｎｉｔｅｄｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｓｔｅｅｌｒｏｌｌｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ【＿Ｉ】．ＣｏｍｐｕｔｅｒａｎｄＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２００１，【２】Ｍｉｇｕｅｌ７９（２２－２５）：２０７５－２０８９．【３】邱永泰，肖松良．钢管连轧过程有限元分析软件的开发【Ｊ】．钢管，１９９７，２６（Ｉ）：９－１２．【４】周志杨，冯原，李胜祗，等．有限元数值模拟方法在连轧管孔型设计中的应用．宝钢技术，２００８，（５）：２０－２４．【５】ＺＨＡＯＺｈｉｙｉ，ＸＩＥＪｉａｎｘｉｎ，ＨＥＸｉａｏｍｉｎｇ，ｅｔａ１．Ｆｒｉｃｔｉｏｎｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｂｅ啊∞ｎｒｏｌｌｉｎｇｔｕｂｅａｎｄｍａｎｄｒｅｌｏｆｆｕｌｌｆｌｏａｔｉｎｇｍｉｌｌ【Ｊ】．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＩｒｏｎａｎｄＳｔｅｅｌＲｅｓｅａｒｃｈ，Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，２００９，ｌｍａｎｄｒｅｌ６（２）：４５－４９．【６】戴锅生．传热学（第一二版）【Ｍ】．北京：高等教育ｉＩＩ版社，１９９８．【７】Ｄｅｖａｄａｓ３ｌｌ－３２１．Ｃ，ＳａｍａｒａｓｅｋｅｒａＩＶＨｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｄｕｒｉｎｇｈｏｔｒｏｉｌｉｎｇｏｆｓｔｅｅｌｓｔｒｉｐ【Ｊ】．ＩｒｏｎｍａｋｉｎｇａｎｄＳｔｅｅｌｍａｋｉｎｇ。ｌ９９６，ｌ３（６）：【８】ＦｌｅｔｃｈｅｒＪＤ，Ｂｅ＇ｙｎｏｎ５２．５７．ＪＨ．Ｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓｉｎｒｏｌｌｇａｐｉｎｈｏｔｓｔｒｉｐｒｏｌｌｉｎｇ【Ｊ】．ＩｒｏｎｍａｋｉｎｇａｎｄＳｔｅｅｌｍａｋｉｎｇ，ｌ９９６，２３（Ｉ）：全浮动芯棒钢管连轧过程有限元分析
作者：作者单位：
齐秀美， 赵志毅， 苏惠超， 任学平
齐秀美,赵志毅,任学平(北京科技大学材料科学与工程学院,北京 100083)， 苏惠超(宝山钢铁股份有限公司宝钢分公司钢管厂 上海 201900)
本文链接：http://d.g.wanfangdata.com.cn/Conference_7272373.aspx