浮動芯棒速度對鋼管連軋力學(xué)參數(shù)影響的有限元分析

齊秀美,趙志毅,蘇惠超,任學(xué)平

(1北京科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,北京100083; 2寶山鋼鐵股份有限公司寶鋼分公司鋼管廠,上海201900)

浮動芯棒速度對鋼管連軋力學(xué)參數(shù)影響的有限元分析

齊秀美1,趙志毅1,蘇惠超2,任學(xué)平1

(1北京科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,北京100083; 2寶山鋼鐵股份有限公司寶鋼分公司鋼管廠,上海201900)

Q IXiu2mei1,ZHAO Zhi2yi1,SU Hui2chao2,REN Xue2ping1

采用ABAQUS顯式動力仿真平臺,結(jié)合生產(chǎn)實(shí)際,對寶鋼<140mm全浮動芯棒鋼管連軋過程進(jìn)行仿真分析,研究連軋過程中芯棒與軋件的運(yùn)動狀態(tài),并采用單機(jī)架限動芯棒模型研究芯棒速度對軋制力和軋制力矩的影響。結(jié)果表明:芯棒2軋輥速比對軋制力和軋制力矩有很大的影響。當(dāng)芯棒2軋輥速比小于1時,軋制力隨速比的增加而顯著增加;當(dāng)速比約為1時,軋制力具有峰值;當(dāng)速比大于1時,軋制力隨速比的增加而減小。軋制力矩隨芯棒2軋輥速比的增加單調(diào)減小。當(dāng)速比大于1.25后,軋制力和軋制力矩的變化都不再明顯。毛管頭部咬入第5,6機(jī)架時,芯棒2軋輥速比的增加導(dǎo)致軋制力的增加,使荒管形成“前竹節(jié)”;毛管拋出第1～4機(jī)架時,芯棒2軋輥速比的增加亦使5,6機(jī)架的軋制力增加,使荒管形成“后竹節(jié)”。

鋼管;連軋;芯棒速度;軋制力

無縫鋼管的連續(xù)軋制是鋼管減徑、減壁以及縱向延伸的主要工序。全浮動芯棒鋼管連軋實(shí)際上是金屬在軋輥與芯棒共同作用下產(chǎn)生塑性變形的過程,由于自由浮動芯棒的參加,使軋制狀態(tài)變得十分復(fù)雜。連軋過程中,芯棒的運(yùn)動狀態(tài)具有不確定性,其速度受到各機(jī)架軋制速度的共同制約。芯棒速度的變化使得軋制過程不穩(wěn)定,從而影響到連軋過程的力能參數(shù),最終會影響到產(chǎn)品的尺寸精度[1,2]。本研究采用ABAQUS顯式動力仿真平臺對8機(jī)架全浮動芯棒鋼管連軋過程進(jìn)行了模擬軋制,研究了連軋過程中芯棒與軋件的運(yùn)動狀態(tài),以及芯棒速度變化對軋制過程中軋制力和軋制力矩的影響。

1 全浮動芯棒鋼管連軋過程的運(yùn)動狀態(tài)分析

1.1 全軋程熱力耦合有限元分析模型

8機(jī)架連軋機(jī)組相鄰機(jī)架成90°交錯排列,由于具有對稱性,為減小計算量,采用1/4對稱簡化模型進(jìn)行計算(見圖1(a))。軋輥設(shè)為離散剛性殼,芯棒設(shè)為解析剛性殼,毛管(連軋坯料)為變形實(shí)體。為節(jié)省計算時間,機(jī)架間距縮短為200mm(實(shí)際機(jī)架間距為1000mm),毛管長度縮短為1000mm(實(shí)際毛管長度約為8000mm)。本研究采用<152.5mm孔型系,毛管規(guī)格為<179mm×14.5mm(外徑×壁厚),荒管(連軋產(chǎn)品)規(guī)格為<151.5mm×5mm,芯棒直徑為138mm。

圖1(b)為計算網(wǎng)格劃分。毛管采用八節(jié)點(diǎn)線性六面體單元,為保證計算精度,在厚度方向劃分了6層網(wǎng)格,頭部局部細(xì)化。軋輥采用四節(jié)點(diǎn)三維雙線性剛性四邊形單元。芯棒采用的是解析剛體面,因此無需劃分網(wǎng)格。整個計算模型單元數(shù)為53829,節(jié)點(diǎn)數(shù)為61544。

軋輥與毛管之間設(shè)為庫倫摩擦,摩擦系數(shù)取為013?？紤]到芯棒采取了潤滑措施,且按照現(xiàn)場大量實(shí)驗(yàn)的推算,毛管與芯棒之間也采用庫倫摩擦,摩擦系數(shù)取為0.07。

除了對模型分別進(jìn)行x,y方向的對稱約束外,還對軋輥和芯棒進(jìn)行平動與轉(zhuǎn)動約束,僅保留軋輥在其軸向的轉(zhuǎn)動和芯棒在其軸向的平動?？紤]到對稱關(guān)系,毛管及工具(軋輥,芯棒)在對稱面上的熱流均設(shè)定為0,即對稱面上作絕熱處理。毛管與空氣的對流換熱系數(shù)取10W·(m2·℃)-1[3],毛管與工具的接觸換熱系數(shù)取20×103W·(m2·℃)-1[4,5],毛管的發(fā)射率設(shè)定為0.8。

連軋模擬研究采用鋼種T91,其材料本構(gòu)關(guān)系與熱物理特性由實(shí)驗(yàn)測得,如圖2,3所示。根據(jù)現(xiàn)場數(shù)據(jù),毛管與芯棒的初始速度約為1.88m·s-1,各機(jī)架軋輥轉(zhuǎn)速如表1所示。參照工業(yè)生產(chǎn)測試結(jié)果,毛管開軋溫度、工具溫度、環(huán)境溫度分別設(shè)定為1060, 250℃和25℃。

圖1 鋼管連軋的三維實(shí)體模型及網(wǎng)格劃分(a)1/4對稱簡化模型;(b)計算網(wǎng)格Fig.1 Three2dimensional solid models and meshing of continuous tube rolling (a)1/4 symmetrical simp lified models;(b)calculation mesh

表1 各機(jī)架的軋輥轉(zhuǎn)速Table 1 Roller speed ofeach_stand

1.2 連軋過程的運(yùn)動狀態(tài)

鋼管連軋過程中,軋件的運(yùn)動同時受到軋輥和芯棒工作狀態(tài)的制約,使得軋件與芯棒運(yùn)動狀態(tài)的理論分析比較困難。通過仿真分析及實(shí)際測定[6],圖4給出了鋼管連軋過程的速度圖,圖4中虛線所對應(yīng)時刻表示毛管頭部(尾部)咬入(拋出)各機(jī)架的時刻。從圖4可以看出,連軋過程分為三個階段:(I)毛管頭部依次進(jìn)入各機(jī)架的咬入階段;(II)毛管同時在8個機(jī)架連軋的穩(wěn)定軋制階段;(III)毛管尾部依次拋出各機(jī)架的拋鋼階段。

在咬入階段,從第1道次到第6道次,軋輥轉(zhuǎn)速的增加使得毛管頭部速度呈階躍式增加,并帶動芯棒速度的增加。第7,8道次為松棒及規(guī)圓道次,其軋輥轉(zhuǎn)速略有降低,相應(yīng)的毛管頭部速度也略為降低。當(dāng)毛管頭部軋出第8機(jī)架后,頭部速度基本保持恒定。

穩(wěn)定軋制階段,芯棒所受到的軸向摩擦合力為零,速度維持恒定。從圖4中可以看出,芯棒的穩(wěn)定速度模擬值大約與第3機(jī)架的軋件速度相當(dāng),且大于第1, 2機(jī)架而小于第4～8機(jī)架。因此,穩(wěn)軋時各機(jī)架的軋件速度與芯棒速度的關(guān)系可用圖5表示。其中1,2機(jī)架為滯后機(jī)架,軋件速度小于芯棒速度,毛管對芯棒產(chǎn)生向后的摩擦合力;第3機(jī)架為同步機(jī)架,軋件速度與芯棒速度基本相同,毛管對芯棒的摩擦合力約為零;4～8機(jī)架為導(dǎo)前機(jī)架,軋件速度大于芯棒速度,毛管對芯棒產(chǎn)生向前的摩擦合力。

拋鋼階段,毛管尾部逐一從各機(jī)架拋出,速度呈階躍式上升,同時也帶動芯棒速度上升。拋鋼結(jié)束后,整個軋件與芯棒的速度趨于一致。

圖4 鋼管連軋過程的速度圖Fig.4 Speed chart of tube continuous rolling p rocess

圖5 穩(wěn)定軋制階段軋件速度與芯棒速度的關(guān)系Fig.5 Relationship of workpiece speed and mandrel speed during the stable stage

2 浮動芯棒速度對鋼管連軋力學(xué)參數(shù)的影響分析

2.1 單機(jī)架限動芯棒軋制模型

分析可知,浮動芯棒鋼管連軋過程中,芯棒速度與各機(jī)架軋輥的線速度是不一致的。導(dǎo)前機(jī)架(第4,5, 6機(jī)架)軋輥線速度及軋件速度大于芯棒速度,滯后機(jī)架(第1,2機(jī)架)軋輥線速度及軋件速度小于芯棒速度,這種變化的異步軋制狀態(tài)對浮動芯棒連軋過程產(chǎn)生復(fù)雜的影響。

以<140mm連軋管機(jī)組第一機(jī)架為原型,建立單機(jī)架“數(shù)字試驗(yàn)軋機(jī)”模型(見圖6),采用限動芯棒方法軋制T91鋼,通過改變限動芯棒的速度,研究芯棒2軋輥不同的速比情況對軋制力和軋制力矩的影響,并以此為基礎(chǔ),研究浮動芯棒軋制過程中芯棒速度對軋制力的影響。

圖6 單機(jī)架限動芯棒軋制模型Fig.6 Single stand rolling model of retained mandrel

表2為本研究芯棒速度的設(shè)定情況。軋輥轉(zhuǎn)速按照工業(yè)生產(chǎn)實(shí)測第1機(jī)架轉(zhuǎn)速設(shè)定為11.983rad· s-1,結(jié)合孔頂直徑200.7mm,可以計算出孔頂線速度為2396mm·s-1。研究過程取不同的限動芯棒速度,以孔頂速度為基準(zhǔn),可以求出芯棒2軋輥的速比R,即

式中:VM為芯棒速度;VR為軋輥孔頂線速度。

表2 芯棒速度的設(shè)定Table 2 Setting of mandrel speed

2.2 芯棒速度對力學(xué)參數(shù)的影響分析

圖7顯示了芯棒2軋輥速比對穩(wěn)軋階段軋制力及軋制力矩平均值的影響。

從圖7(a)可以看出,當(dāng)速比小于1時,軋制力隨速比的增加而顯著增加;當(dāng)速比約為1時,軋制力具有峰值;當(dāng)速比大于1時,軋制力隨速比的增加而減小;但是當(dāng)速比大于1.25以后,軋制力變化趨勢不明顯。從圖7(b)可以看出,軋制力矩隨速比的增加單調(diào)減小;當(dāng)速比大于1.25后,軋制力矩變化不再明顯。

如果從張力的角度來看圖7(a)的結(jié)果,則有,當(dāng)芯棒2軋輥速比小于1時,芯棒對軋件施加逆于軋向的摩擦力,相當(dāng)于給軋件施加了一個后張力;當(dāng)速比大于1時,芯棒對軋件施加軋向的摩擦力,相當(dāng)于給軋件施加了一個前張力。圖7(a)的結(jié)果表明,當(dāng)速比遠(yuǎn)離1時,芯棒對軋件施加的張力越大,軋制力則越小,即對軋件施加張力減小了軋制力,且明顯看出后張力對軋制力的影響大于前張力。

如果從能量角度來看圖7(b)的結(jié)果,則有,隨芯棒2軋輥速比的增加,芯棒為軋制變形提供的能量增加,從而減小了軋輥的負(fù)擔(dān),使得軋制力矩不斷減小。

基于以上分析,可以得出:當(dāng)芯棒速度小于軋輥線速度時,隨芯棒速度的增加,軋制力增加。為進(jìn)一步驗(yàn)證該結(jié)論,采用上述單機(jī)架“數(shù)字試驗(yàn)軋機(jī)”對芯棒速度突變情況進(jìn)行模擬軋制。圖8給出了模擬結(jié)果。從圖8可以看出,在芯棒速度小于軋輥孔頂線速度的情況下,芯棒速度從1000mm·s-1突然增加到2000mm ·s-1,軋制力也立即響應(yīng)而增加。

圖8的結(jié)論實(shí)際上就是對浮動芯棒鋼管連軋咬入與拋鋼階段,芯棒速度突變對軋制力的影響以及荒管產(chǎn)生“竹節(jié)”缺陷(荒管頭尾外徑和壁厚的異常增加)的有力證據(jù)。

根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)可知,第7,8道次的軋制對荒管頭尾外徑及壁厚影響不大,第5,6機(jī)架是結(jié)束荒管減徑和減壁的實(shí)際道次,所以此處重點(diǎn)研究第5,6機(jī)架的情況。

圖9給出了鋼管連軋過程中芯棒的速度變化以及穩(wěn)軋階段第5,6機(jī)架軋輥的孔頂線速度。

圖9 咬入與拋鋼階段關(guān)注部位的速度曲線Fig.9 Speed curves of concerned parts at the entering and exiting stages

從圖9可以發(fā)現(xiàn),毛管頭部咬入第5,6機(jī)架時,芯棒速度發(fā)生了兩次階躍,即芯棒2軋輥速比在小于1的情況下,芯棒速度兩次增加,速比也相應(yīng)增加。按照上述單機(jī)架模擬軋制的結(jié)果可以推斷出,這兩次速比的增加必然導(dǎo)致第5,6機(jī)架軋制力的增加。當(dāng)然,此時的速比較小,因而第5,6機(jī)架的軋制力也相應(yīng)較小。

拋鋼階段,當(dāng)軋件尾部拋出第1～4機(jī)架時,對于5,6機(jī)架來說,芯棒2軋輥速比連續(xù)四次階躍增加,且速比逐步接近或略超過1。因此可以推斷,這個階段第5,6機(jī)架的軋制力將顯著增加。

由以上分析可知,軋件頭部咬入第5,6機(jī)架時,軋制力的增加所導(dǎo)致的輥縫增大會使荒管頭部的外徑和壁厚增加,從而形成“前竹節(jié)”;軋件尾部拋出第1～4機(jī)架時,第5,6機(jī)架軋制力的增加所導(dǎo)致的輥縫增大會使荒管尾部的外徑和壁厚增加,從而形成“后竹節(jié)”;且由于拋鋼時的芯棒2軋輥速比大于咬入時的速比,使得“后竹節(jié)”比“前竹節(jié)”更加明顯。

為了驗(yàn)證以上分析結(jié)論,對連軋過程的軋制力變化進(jìn)行分析。咬入過程中,第5,6機(jī)架軋制力的增加除了與芯棒2軋輥速比的增加有關(guān)外,還與毛管頭部對軋輥的瞬時沖擊相關(guān),因此難以判斷某一個因素對軋制力增加的影響。因此,本研究僅分析毛管拋出第1～4機(jī)架時,第5,6機(jī)架的軋制力變化情況。

圖10列舉了毛管尾部拋出前4機(jī)架過程中,第5,6機(jī)架軋制力的變化情況。可以看出,無論是實(shí)測曲線還是模擬曲線,隨著軋件尾部從1～4機(jī)架每拋出一個機(jī)架,第5,6機(jī)架的軋制力就提高一次。其中模擬軋制力曲線的變化尤為明顯,原因在于,模擬軋制時軋輥為剛性輥且軋輥轉(zhuǎn)動中心在垂直軋制方向被約束,因而不會像實(shí)際軋制時那樣發(fā)生彈跳而使軋制力減小,因此軋制力的增加比實(shí)際軋制時更為明顯。

圖10 軋件尾部拋出前4機(jī)架時第5,6機(jī)架的軋制力變化Fig.10 Rolling fo rce changes of the 5thand 6thstandsw hen the wo rkpiece exits the first four stands

上述分析表明,剛性輥(不發(fā)生彈跳)模擬軋制雖然不能直接模擬出“竹節(jié)”問題,但是可以從軋制力變化角度間接反映出“竹節(jié)”產(chǎn)生的實(shí)質(zhì)原因。圖11為文獻(xiàn)[7]中現(xiàn)場實(shí)測的同一套連軋管機(jī)組所生產(chǎn)荒管的外徑和壁厚情況,可以看出明顯的前后竹節(jié),且后竹節(jié)大于前竹節(jié)。

(1)當(dāng)芯棒2軋輥速比小于1時,軋制力隨速比的增加而顯著增加;當(dāng)速比約為1時,軋制力具有峰值;當(dāng)速比大于1時,軋制力隨速比的增加而減小。軋制

圖11 實(shí)測荒管外徑和壁厚情況Fig.11 External diameter and wall thickness of the tube measured in field

3 結(jié)論

力矩隨芯棒2軋輥速比的增加單調(diào)減小。當(dāng)速比大于

1.25后,軋制力和軋制力矩的變化都不再明顯。

(2)毛管頭部咬入第5,6機(jī)架時,芯棒2軋輥速比的增加導(dǎo)致軋制力的增加,使荒管形成“前竹節(jié)”;毛管拋出第1～4機(jī)架時,芯棒2軋輥速比的增加亦使5,6機(jī)架的軋制力增加,使荒管形成“后竹節(jié)”。由于拋鋼時的芯棒2軋輥速比大于咬入時的速比,使得“后竹節(jié)”比“前竹節(jié)”更加明顯。

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Finite Element Analysis of Influence of Floating Mandrel Velocity on M echanical Parameters During Tube Continuous Rolling

(1 School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China;2 Steel Tube Plant, Baosteel Branch,Baoshan Iron and Steel Co.,L td.,Shanghai 201900,China)

Based on the p roduction p ractice,ABAQUS exp licit dynam ic sim ulation p latfo rm w as used to simulate the tube continuous rolling p rocess by Baosteel<140mm full floating mandrelmill and in2 vestigate the motion state of the mandrel and tube.The single stand millmodel was built to research the influence of mandrel velocity on rolling force and rolling to rque.The analysis results show that the mandrel2roller velocity ratio(M RVR)has great influence on rolling fo rce and ro lling to rque. When the MRVR is lower than 1,the rolling force increasesobviously w ith the increase of MRVR and reaches the peak value w hen MRVR is about 1.When the M RVR is higher than 1,the rolling fo rce decreasesw ith the increase of MRVR.The rolling torque decreasesmonotonically w ith the increase of M RVR.W hen M RVR exceeds 1.25,the changesof rolling fo rce and rolling to rque are no mo re obvi2 ous.For the 82stands rolling,the increase of MRVR makes the rolling force increase w hen the tube is entering the 5thand 6thstands,w hich causes the fo rmation of the“front bulge”on tube,and w hen the tube is exiting the 1st24thstands,w hich causes the formation of the“back bulge”on tube.

steel tube;continuous rolling;mandrel velocity;rolling force

TG335.71

A

100124381(2010)0820081205

2009202222;

2010203205

齊秀美(1982—),女,博士研究生,主要研究方向?yàn)闊o縫鋼管軋制技術(shù),聯(lián)系地址:北京市海淀區(qū)學(xué)院路30號北京科技大學(xué)252信箱(100083),E2mail:qixiumei_ustb@qq.com

趙志毅(1962—),男,副教授,聯(lián)系地址:北京科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院(100083),E2mail:zhaozhiyi@263.net