Y型三輥熱軋雙金屬復(fù)合無縫鋼管的數(shù)值模擬

田倩倩，葉金鐸，王獻(xiàn)抗

(1.天津交通職業(yè)學(xué)院，天津300110；2. 天津理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，天津300384)

·實(shí)驗(yàn)研究·

Y型三輥熱軋雙金屬復(fù)合無縫鋼管的數(shù)值模擬

田倩倩1，葉金鐸2，王獻(xiàn)抗2

(1.天津交通職業(yè)學(xué)院，天津300110；2. 天津理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，天津300384)

本文應(yīng)用MARC有限元軟件并采用三維熱力耦合的彈塑性有限元法，對(duì)Y型三輥兩道熱軋不銹鋼/碳鋼雙金屬復(fù)合無縫鋼管過程進(jìn)行了有限元分析，得到了雙金屬復(fù)合無縫鋼管界面處的接合強(qiáng)度，繪制了管坯熱軋過程中的軸向應(yīng)力、徑向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力，并對(duì)成型鋼管的壁厚分布進(jìn)行了分析。研究成果可以為工藝參數(shù)的設(shè)計(jì)提供參考。

雙金屬復(fù)合無縫鋼管；Y型軋機(jī)；有限元法；熱力耦合；數(shù)值模擬

0 前言

Y型三輥軋機(jī)是一種采用“無扭、單線、微張力”等條件來軋制簡單斷面的軋機(jī)[1]。本文采用Y型兩道軋機(jī)對(duì)碳鋼/不銹鋼雙金屬無縫鋼管熱軋過程建立熱力耦合模型并進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得了雙金屬無縫鋼管界面處的接合強(qiáng)度，繪制了管坯熱軋過程中的軸向應(yīng)力、徑向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力，并對(duì)成型鋼管的壁厚分布進(jìn)行了分析說明。本文的研究成果可轉(zhuǎn)化為實(shí)際生產(chǎn)，為生產(chǎn)工藝提供一定的理論基礎(chǔ)，大大提高企業(yè)生產(chǎn)效率并減少試制成本。

1 雙金屬復(fù)合鋼管熱軋有限元模型與邊界條件

Y型三輥兩道熱軋有限元模型如圖1所示，管坯外層材質(zhì)為碳鋼Q235、內(nèi)層材質(zhì)為SUS316L不銹鋼；兩道次軋制的軋輥布置方式為正Y型-反Y型，孔徑為Φ200 mm，芯棒直徑為180 mm，軋輥與芯棒均視為剛形體。管坯外層金屬：Φ204 mm×10 mm、內(nèi)層金屬Φ184 mm×2 mm，雙金屬復(fù)合無縫鋼管的坯料長度為400 mm。管坯的初始溫度設(shè)為1 150 ℃，環(huán)境溫度取25 ℃。

圖1 Y型三輥兩道次復(fù)合無縫鋼管熱軋有限元模型Fig.1 Finite element model of Y shape three roll two hot-rolling

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 界面應(yīng)力分布

熱軋復(fù)合時(shí)影響軋制粘合的重要因素就是兩金屬交界面所受的垂直壓應(yīng)力，模擬過程中，當(dāng)界面處節(jié)點(diǎn)的垂直壓應(yīng)力達(dá)到材料的變形抗力時(shí)，就判定節(jié)點(diǎn)與接觸體粘結(jié)，通過差值計(jì)算，1150 ℃時(shí)316L變形抗力為110 MPa，Q235為46 MPa。在軋制穩(wěn)定階段，雙金屬界面處的徑向應(yīng)力沿圓周方向的分布規(guī)律如圖2所示?？梢钥闯?，在圓周方向上兩金屬交界面所受的垂直壓應(yīng)力基本上都達(dá)到了不銹鋼在1150 ℃時(shí)的變形抗，說明在壓下側(cè)的大部分區(qū)域內(nèi)兩金屬已經(jīng)發(fā)生粘合。

圖2 第二道次穩(wěn)定階段圓周方向徑向應(yīng)力Fig.2 Radial stress below the rolling mill along the circle in No.2 stand

2.2 穩(wěn)定軋制階段應(yīng)力分布

圖3與圖4分別為管坯在第一架軋輥下與第二架軋輥下的三向應(yīng)力分布。其中，圖3a、3b和3c為第一架軋輥熱軋成型過程中鋼管在外徑、界面和內(nèi)壁處的三向應(yīng)力分布；圖4a、圖4b和4c為第二架軋輥熱軋成型過程中鋼管在外徑、界面和內(nèi)壁處的三向應(yīng)力分布；圖5為雙金屬復(fù)合無縫鋼管穩(wěn)定軋制階段的軸向應(yīng)力云圖。徑向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力分布云圖，可省略。

從圖3和圖4的應(yīng)力分布曲線可知，兩架輥的輥縫處均存在三向壓應(yīng)力峰值，有利于坯料的集中變形與雙金屬交界面的粘合，且最大應(yīng)力為徑向應(yīng)力，分別對(duì)應(yīng)于第二架輥與管坯的接觸處和第一架輥與管坯的接觸處，而在管坯的非接觸區(qū)域，管坯外徑和交界面、內(nèi)壁的三向應(yīng)力分布具有明顯的相反趨勢。此種分布特點(diǎn)將對(duì)成型雙金屬無縫鋼管的壁厚精度具有明顯的影響。

圖3 管坯穩(wěn)定軋制階段第一架輥縫處三向正應(yīng)力分布曲線Fig.3 Three-dimensional normal stress distribution curve of the tube blank at roll gap position of No.1 stand in stable rolling stage

圖4 管坯穩(wěn)定軋制階段第二架輥縫處三向正應(yīng)力分布曲線Fig.4 Three-dimensional normal stress distribution curve of the tube blank at roll gap position of No.2 stand in stable rolling stage

圖5 雙金屬復(fù)合無縫鋼管穩(wěn)定軋制階段軸向應(yīng)力云圖Fig.5 Axial stress contour of the steel tube in stable rolling stage

2.3 應(yīng)力分布對(duì)雙金屬復(fù)合管壁厚精度影響的分析

雙金屬復(fù)合無縫鋼管熱軋成型后，壁厚沿圓周方向的分布如圖6所示?？梢钥闯觯?jīng)兩道次軋制后，第一道軋制輥縫處較大的外管壁厚量得到了明顯的改善，而在第二道軋制的輥縫處產(chǎn)生了外管壁厚略微的增加現(xiàn)象，且壁厚在圓周方向上呈對(duì)稱分布，而其它區(qū)域的壁厚基本達(dá)到了成品管的壁厚10 mm，內(nèi)層管的壁厚基本穩(wěn)定在1.6 mm左右。

圖6 雙金屬復(fù)合無縫鋼管成型后的壁厚分布Fig.6 Wall thickness distribution curve of the double metal composite seamless steel tube after forming

經(jīng)過第二道次軋制后，由于第二道次的軋輥與第一道次軋輥的布置方式相反，故，在第一道次軋制后產(chǎn)生的凸耳剛好處于第二道次軋輥的下方，管坯經(jīng)受較大的徑向壓應(yīng)力，使得輥縫處的壁厚減小，經(jīng)軋制成型后后，鋼管的凸耳變小。同時(shí)，管坯在第二道軋輥的輥縫處時(shí)，坯料受到一定的徑向拉應(yīng)力，故而形成如圖6所示外管壁厚的突起現(xiàn)象，而交界面則受到較小的壓應(yīng)力，從而使內(nèi)管的壁厚較為均勻。壁厚成型規(guī)律和文獻(xiàn)[3]相吻合。

2.4 軋制力分析

圖7為三輥連軋機(jī)兩個(gè)機(jī)架單輥軋制力曲線。從圖中可以看出，第一架咬入時(shí)，軋制力逐漸變大，在穩(wěn)定軋制階段，軋制力基本在1963 kN上下波動(dòng)，這是由于限動(dòng)芯棒對(duì)軋件產(chǎn)生一定的阻力，因此在第一架的軋制過程中軋制力逐漸增加；當(dāng)鋼管進(jìn)入第二機(jī)架后，由于軋輥對(duì)鋼管產(chǎn)生一定的張力，使得第一架軋輥的軋制力減小，直到第一架拋鋼后軋制力才降為零。當(dāng)鋼管完全進(jìn)入第二機(jī)架時(shí)，第二機(jī)架的單輥軋制力迅速增加至980 kN，直至第二架拋鋼時(shí)，軋制力又降為零。

圖7 軋輥的軋制力曲線Fig.7 Rolling force curve of the roller

3 結(jié)論

(1) 通過研究碳鋼/不銹鋼復(fù)合鋼管熱軋成型過程，得到了界面處粘結(jié)復(fù)合機(jī)理，獲得了坯料軋制過程中的內(nèi)應(yīng)力分布、壁厚分布以及軋制力分布的變化規(guī)律并進(jìn)行了分析說明。研究成果可為生產(chǎn)復(fù)合無縫鋼管的生產(chǎn)工藝提供一定的理論參考和依據(jù)。

(2) 數(shù)值分析結(jié)果表明，本文所得結(jié)論與文獻(xiàn)[1]無縫鋼管軋制的實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果、文獻(xiàn)[3]

不銹鋼/碳鋼復(fù)合軋制的實(shí)驗(yàn)研究結(jié)論相吻合。本文的研究成果為生產(chǎn)工藝提供一定的理論基礎(chǔ)，并可指導(dǎo)生產(chǎn)。

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Numerical simulation of double metal composite seamless steel tube with Y shape three-roll hot-rolling

TIAN Qian-qian1, YE Jin-duo2, WANG Xian-kang2

(1. Tianjin Transportation Vocational College，Tianjin 300110，China；2.School of Mechanical Engineering，Tianjin University of Technology，Tianjin 300384，China)

The numerical simulation of the Y shape three roll two hot-rolling stainless steel/carbon steel double metal composite seamless steel tube process was conducted through the finite element analysis of the three-dimensional thermo-mechanical coupled elastic-plastic by applying the MSC.MARC software. Based on the numerical simulation, the interface bonding strength of double metal composite seamless steel tube were obtained by the finite element analysis, and the distribution of the axial stress, radial stress and circle stress were got in hot-rolling processing. Wall thickness distribution of the double metal composite seamless steel tube after forming was analyzed according to the stress distribution. The results of the research could be applied to the design of the cross-rolling forming process.

double metal composite seamless steel tube; Y shape rolling mill; finite element method; thermo-mechanical coupling; numerical simulation

2016-03-31；

2016-04-15

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(50975205) ；天津市科技發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目(12ZCZDGX00600)

田倩倩 (1984-)，女，碩士研究生，研究方向：固體力學(xué)數(shù)值方法及其應(yīng)用。

TG335.7

A

1001-196X(2016)04-0021-04