熱連軋圓鋼成品孔型的有限元分析

張小勇,陳 果,周家林

(1.武漢鋼鐵股份有限公司條材總廠,湖北武漢,430050;2.武漢科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院,湖北武漢,430081)

武漢鋼鐵股份有限公司條材總廠棒材分廠(以下簡(jiǎn)稱棒材廠)在生產(chǎn)φ10～φ40 mm普碳圓鋼過(guò)程中,成品機(jī)架有雙半徑圓弧和切線擴(kuò)張角兩種孔型可選。根據(jù)雙半徑圓弧法設(shè)計(jì)的孔型,其成品圓度高、尺寸公差小,但圓弧擴(kuò)張部位易磨損,在軋件充滿孔型時(shí),輥縫斜線直徑會(huì)超出公差范圍;而根據(jù)切線擴(kuò)張角法設(shè)計(jì)的孔型則具有作圖簡(jiǎn)單、便于制作軋槽樣板等特點(diǎn)。實(shí)際生產(chǎn)中,由于精軋機(jī)組采用的是橢圓-圓孔型,軋件在孔型中發(fā)生復(fù)雜的三維變形,孔型前后金屬斷面差異大、軋件尺寸難以精確計(jì)算,所以兩種成品孔型的選用大多依據(jù)生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)。有限元仿真在材料加工與成型技術(shù)中的廣泛應(yīng)用,為優(yōu)化孔型設(shè)計(jì)、縮短設(shè)計(jì)時(shí)間、全面提高產(chǎn)品質(zhì)量提供了條件[1]。

本文根據(jù)棒材廠φ16 mm圓鋼的軋制規(guī)程,應(yīng)用ANSYS/LS-DYNA大變形彈塑性顯式分析動(dòng)力學(xué)模塊,對(duì)終軋機(jī)架在分別采用雙半徑圓弧和切線擴(kuò)張角兩種成品孔型條件下的熱連軋過(guò)程進(jìn)行有限元模擬,對(duì)軋件在不同孔型中的流動(dòng)規(guī)律、等效應(yīng)力、應(yīng)變場(chǎng)等進(jìn)行了對(duì)比分析。

1 連軋孔型

1.1 預(yù)軋孔型

棒材廠連軋機(jī)組采用平立交替的布置方式,全線共22架軋機(jī),分為開(kāi)坯、粗軋、中軋和精軋4個(gè)機(jī)組,其中精軋機(jī)組由6架φ300 mm預(yù)應(yīng)力軋機(jī)組成。在φ16 mm圓鋼生產(chǎn)過(guò)程中,精軋機(jī)組孔型系統(tǒng)選用的是圓-橢圓-圓孔型。對(duì)于終軋機(jī)架成品圓孔型,在生產(chǎn)過(guò)程中備有雙半徑圓弧和切線擴(kuò)張角兩種孔型。但對(duì)于成品前機(jī)架,在生產(chǎn)過(guò)程中只備有一種孔型,即單圓弧橢圓孔型。預(yù)軋橢圓孔型的具體參數(shù)如表1所示,孔型如圖1所示。

表1 預(yù)軋橢圓孔型參數(shù)Table 1 Parameters of oval groove

圖1 φ16 mm圓鋼成品前孔型Fig.1 The groove ofφ16 mm unfinished round steel

1.2 成品孔型

在棒材廠生產(chǎn)φ16 mm圓鋼的兩種成品孔型中,根據(jù)雙半徑圓弧方法設(shè)計(jì)的孔型在圓弧擴(kuò)張部位采用的是大半徑圓弧擴(kuò)張,而根據(jù)切線擴(kuò)張角法設(shè)計(jì)的孔型在圓弧擴(kuò)張部位采用的是切線擴(kuò)張。兩種孔型的擴(kuò)張角度均為30°。成品孔型的具體參數(shù)如表2所示,孔型如圖2所示。

表2 成品孔型參數(shù)Table 2 Parameters of finished groove

圖2 φ16 mm圓鋼成品孔型Fig.2 The groove ofφ16 mm finished round steel

2 有限元模型的建立

2.1 定義模型單元和材料特性

本文模擬鋼種為45號(hào)鋼,圓鋼的成品規(guī)格為φ16 mm。根據(jù)棒材廠在該類產(chǎn)品生產(chǎn)過(guò)程中的精軋機(jī)組軋制參數(shù)建立有限元模型,具體參數(shù)如表3所示。

在軋制過(guò)程中兩種孔型的軋制條件相同,為簡(jiǎn)化計(jì)算,可以假定軋件的溫度為1 000℃。建模時(shí),軋件和軋輥的材料特性參數(shù)如表4所示。考慮到預(yù)軋的軋件和軋輥孔型都具有對(duì)稱性,為減少求解規(guī)模、加快求解速度,可取軋件的1/4來(lái)建立軋件模型。同時(shí),為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間,軋輥可按剛性輥建模,不考慮其彈性變形。但同隱式分析的軋輥表現(xiàn)形式不同,對(duì)剛性軋輥也要進(jìn)行單元?jiǎng)澐諿2]。

表3 軋制參數(shù)Table 3 The rule of rolling mill

表4 軋制模型中的有限元參數(shù)Table 4 Parameters of FEM in model rolling

在ANSYS前處理器中建立軋制模型,坯料和軋輥均采用SOL ID164單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分。機(jī)架間的軋輥間距為250 mm,定義的單元長(zhǎng)度為5 mm,用掃掠的方法進(jìn)行網(wǎng)格劃分[3]。劃分軋件網(wǎng)格時(shí),考慮到軋件在連軋機(jī)組中要有足夠的長(zhǎng)度才能夠穩(wěn)態(tài)軋制,所以定義的軋件長(zhǎng)度要略大于軋輥的間距,取為300 mm,并沿長(zhǎng)度方向分成32等分,寬度和高度方向各分成32等分。因此,在建立的有限元模型中共采用了27 256個(gè)單元和32 857個(gè)節(jié)點(diǎn)。

模擬時(shí),軋件以一定的初始速度向軋輥運(yùn)動(dòng),進(jìn)入輥縫后依靠與軋輥的接觸摩擦完成軋制過(guò)程。軋件定義為理想的彈塑性材料,軋輥與坯料之間的接觸摩擦采用庫(kù)侖摩擦模型[4],庫(kù)侖摩擦系數(shù)為

式中:μS為靜摩擦系數(shù);μD為動(dòng)摩擦系數(shù);D為指數(shù)衰減系數(shù);v為接觸面間的相對(duì)速度。如果D=0或v=0,則μC=μS,即庫(kù)侖摩擦系數(shù)等于靜摩擦系數(shù)。

軋件與軋輥之間的接觸定義為自動(dòng)面對(duì)面接觸,設(shè)軋件為接觸面、軋輥為目標(biāo)接觸面。軋件與軋輥間的靜摩擦系數(shù)設(shè)為0.3,動(dòng)摩擦系數(shù)設(shè)為0.28。建立的有限元模型如圖3所示。

圖3 最后兩道次軋制圓鋼有限元模型Fig.3 FEM model of the last two processes

2.2 確定時(shí)間步長(zhǎng)

LS-DYNA中采用的顯式中心差分法是有條件穩(wěn)定的,即只有當(dāng)時(shí)間步長(zhǎng)小于臨界時(shí)間步長(zhǎng)時(shí)才穩(wěn)定[5-6]。但如果時(shí)間步長(zhǎng)過(guò)小,又將顯著增加計(jì)算時(shí)間,所以為保證計(jì)算的穩(wěn)定性,時(shí)間步長(zhǎng)的控制十分重要。臨界時(shí)間步長(zhǎng)可由下式確定:式中:ωmax為最大自然角頻率為單元特征長(zhǎng)度,與網(wǎng)格的劃分疏密有關(guān);C為應(yīng)力波在單元中傳播的速度,對(duì)于金屬材料,C=其中,E為彈性模量ν,為泊松比ρ,為材料密度。

從式(2)中可以看出,增大材料密度可以加大時(shí)間步長(zhǎng),從而使計(jì)算時(shí)間縮短,這就是“質(zhì)量縮放技術(shù)”。研究表明,軋件密度的大小對(duì)軋制壓力的計(jì)算結(jié)果影響很小。本文通過(guò)合適的縮放因子提高了計(jì)算效率。

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 咬入階段

在精軋階段成品前機(jī)架17H和成品機(jī)架18V連軋過(guò)程的模擬中,圓柱形軋件前端首先進(jìn)入配備橢圓孔型軋輥的水平軋機(jī)17H,經(jīng)變形后進(jìn)入配備圓孔型軋輥的豎直軋機(jī)18V。在軋制的開(kāi)始階段,軋件與軋輥接觸后,其所承受的軋制力逐步增大,當(dāng)?shù)刃?yīng)力值大于屈服應(yīng)力值時(shí),軋件就發(fā)生塑性形變。在17H軋機(jī)(橢圓孔型)和18V軋機(jī)(圓孔型)的咬入階段,軋件在孔型中的應(yīng)力、應(yīng)變?nèi)鐖D4所示。

對(duì)于水平軋機(jī)而言,在咬入階段,軋件前端的頂部和下部首先與軋輥接觸,并隨之發(fā)生變形,而軋件前端的兩側(cè)則最后與軋輥接觸,變形較小。由于是圓形軋件進(jìn)入橢圓孔型,軋件頂部和下部受到的壓力較大,變形更為劇烈,所以軋件主要沿軋制方向變形而被拉伸,從而使軋件變長(zhǎng)。而軋件芯部金屬因受到上下金屬的擠壓,則主要向兩側(cè)輥縫方向流動(dòng)且變形較小。與變形前相比,變形后的軋件在高度方向被壓縮,軋件的截面變成橢圓形。對(duì)于豎直軋機(jī)而言,由于軋輥方位與水平軋機(jī)相垂直,軋件在孔型中的咬入情況與在水平軋機(jī)中的咬入情況相反。由圖4可以看出,軋件進(jìn)入孔型時(shí)的仿真結(jié)果與實(shí)際軋制過(guò)程中軋件在孔型中的流動(dòng)特征相符合,所以應(yīng)用ANSYS/LS-D YNA對(duì)棒材連軋過(guò)程進(jìn)行分析是可行的。

3.2 軋制階段

為了比較雙半徑圓弧和切線擴(kuò)張角兩種成品孔型的優(yōu)劣,采用相同的軋件,分別用不同的成品孔型進(jìn)行了連軋過(guò)程的有限元模擬。同時(shí),為了更好地研究軋件在孔型中的變形規(guī)律和等效應(yīng)力、應(yīng)變的分布情況,分別截取了軋件在不同成品孔型中的橫截面圖進(jìn)行分析。在兩種成品孔型中軋件橫截面上的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變分布如圖5和圖6所示。

圖6 雙半徑圓弧成品孔型中軋件的應(yīng)力、應(yīng)變圖Fig.6 Stress and strain of rolling piece in the dual-radius arc groove

由于成品機(jī)架采用的是豎直軋機(jī),軋機(jī)軋輥垂直于地面放置,所以在孔型中軋件頂部和底部是塞位方向,軋件兩側(cè)是天地方向。從圖5和圖6中可以看出,穩(wěn)態(tài)軋制時(shí),軋件橫截面上的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變?cè)诓煌仔椭械姆植际遣煌摹?/p>

在切線擴(kuò)張角成品孔型中,軋件表面的等效應(yīng)力分布不均勻,在擴(kuò)張角切線部位和軋件兩側(cè)天地部位的應(yīng)力比較大,而在軋輥輥縫的塞位處以及天地與切線的圓弧過(guò)渡段的應(yīng)力比較小;軋件芯部的等效應(yīng)力分布不均勻,在擴(kuò)張角切線部位的應(yīng)力比較集中,并且在塞位方向的應(yīng)力大于天地方向的應(yīng)力。同時(shí),軋件表面的等效應(yīng)變分布也不均勻,在擴(kuò)張切線與圓弧相切部位以及天地部位的變形較大,而其余部位的變形較小。個(gè)別部位的應(yīng)變比較集中,這會(huì)影響到產(chǎn)品的尺寸精度。

在雙半徑圓弧成品孔型中,軋件表面等效應(yīng)力值分布比較均勻,除在塞位處外,其余各部位的等效應(yīng)力值相等;軋件芯部在雙圓弧過(guò)渡部位的應(yīng)力比較集中,并且在塞位方向的應(yīng)力大于天地方向的應(yīng)力。另外,軋件表面的等效應(yīng)變分布比較均勻。

與切線擴(kuò)張角孔型相比較,在雙半徑圓弧孔型中,軋件表面的等效應(yīng)力分布較為均勻,雖然其軋件芯部在雙圓弧過(guò)渡部位的應(yīng)力仍比較集中,但比切線擴(kuò)張角孔型中軋件相同部位的應(yīng)力集中程度要輕很多,且在天地和塞位方向其等效應(yīng)力分布也更為均勻。這表明雙半徑圓弧孔型能夠改善軋件表面和芯部的應(yīng)力分布,特別是對(duì)圓弧擴(kuò)張部位的應(yīng)力集中程度有很大的改善,軋件總體應(yīng)變分布均勻。

對(duì)于同樣采用30°擴(kuò)張角的兩種孔型,經(jīng)過(guò)雙半徑圓弧孔型軋制的圓鋼尺寸精度和表面質(zhì)量都要更優(yōu),但由于軋輥對(duì)軋件施加的應(yīng)力在圓弧擴(kuò)張?zhí)幦匀槐容^集中,必然會(huì)增加軋輥軋槽在圓弧擴(kuò)張部位的磨損,使軋輥軋槽表面磨損不均,進(jìn)而影響到產(chǎn)品表面質(zhì)量和尺寸精度,并縮短軋輥的使用壽命。

針對(duì)這種情況,棒材廠在現(xiàn)有孔型基礎(chǔ)上,采用了材質(zhì)硬度更高的成品軋輥,從而降低了軋槽表面的磨損程度,同時(shí)也延長(zhǎng)了軋輥孔型的使用壽命,減少了換輥頻率,節(jié)約了設(shè)備維修成本,產(chǎn)生了很大的經(jīng)濟(jì)效益。

4 結(jié)論

(1)應(yīng)用有限元方法對(duì)棒材連軋過(guò)程進(jìn)行模擬分析是可行的,模擬結(jié)果與實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程相吻合。

(2)對(duì)同樣采用30°擴(kuò)張角的兩種孔型而言,軋件在雙半徑圓弧成品孔型中的表面受力和總體應(yīng)變分布更為均勻,軋件的尺寸精度和表面質(zhì)量更優(yōu)。

(3)軋件在成品孔型圓弧擴(kuò)張部位的應(yīng)力較大,一定程度上增加了軋輥軋槽在圓弧擴(kuò)張?zhí)幍哪p,使軋輥軋槽表面磨損不均。采用材質(zhì)硬度更高的成品軋輥,可以降低軋槽表面的磨損程度,延長(zhǎng)軋輥孔型的使用壽命,節(jié)約生產(chǎn)成本。

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