高鋼級(jí)厚壁直縫埋弧焊管JCO成型下壓量的有限元模擬及理論計(jì)算

(西安航空學(xué)院， 西安 710077)

高鋼級(jí)厚壁直縫埋弧焊管JCO成型下壓量的有限元模擬及理論計(jì)算

楊延華

(西安航空學(xué)院， 西安 710077)

采用有限元方法研究分析了φ1 219 mm×33 mm規(guī)格X80高鋼級(jí)厚壁直縫埋弧焊管JCO成型過(guò)程中的應(yīng)力和應(yīng)變分布。結(jié)果表明：在該過(guò)程中,應(yīng)力和應(yīng)變均以鋼板與上模具下壓點(diǎn)為中心呈左右對(duì)稱(chēng)分布，最大等效應(yīng)變和最大等效應(yīng)力均位于彎曲處內(nèi)外表面；隨著位移載荷絕對(duì)值的增加，最大等效應(yīng)變和最大等效應(yīng)力也隨之增加，當(dāng)位移載荷h=18 mm時(shí)，模型最大等效應(yīng)變達(dá)到屈服狀態(tài)。采用理論計(jì)算方法得到該規(guī)格鋼管的理論成型下壓量h=17.8 mm,與有限元模擬計(jì)算結(jié)果非常接近。

高鋼級(jí)厚壁管; 直縫埋弧焊管; JCO成型; 有限元模擬; 理論計(jì)算

管道輸送是石油和天然氣最經(jīng)濟(jì)、最合理的運(yùn)輸方式。低成本、高效率是管道輸送的發(fā)展趨勢(shì)，因而高鋼級(jí)、大壁厚、大直徑、高壓力成為油氣輸送管道的重要發(fā)展方向。直縫埋弧焊管是輸送管道中的重要管型之一，被廣泛應(yīng)用在高風(fēng)險(xiǎn)等重要地區(qū)，在西氣東輸工程、西氣東輸二線(xiàn)工程、川氣東送管道工程等中都應(yīng)用了大量的直縫埋弧焊管。

直縫埋弧焊管主要有UOE和JCOE兩種成型工藝。UOE成型工藝主要是指鋼板先后經(jīng)過(guò)U成型和O成型兩步成型，再經(jīng)過(guò)焊接、擴(kuò)徑(Expansion)等工序形成直縫埋弧焊管。JCOE成型工藝是指鋼板在三點(diǎn)彎曲模具下，先縱向整體自板邊至中心分步彎曲成型至J型，再到對(duì)邊自板邊至中心分步彎曲成型至C型，再經(jīng)過(guò)合縫焊接成O型，最后經(jīng)過(guò)擴(kuò)徑工序形成直縫埋弧焊管。JCOE 生產(chǎn)線(xiàn)具有設(shè)備投資成本低、生產(chǎn)靈活等優(yōu)點(diǎn)。我國(guó)已經(jīng)建成JCOE生產(chǎn)線(xiàn)近20條，在我國(guó)管道建設(shè)工程中，JCOE鋼管發(fā)揮著重要作用[1-3]。所以研究JCO成型工藝和變形規(guī)律，對(duì)制定鋼板上料寬度、JCO成型參數(shù)、確定擴(kuò)徑率等具有重要意義。

JCOE焊管在冷壓成型過(guò)程中要經(jīng)過(guò)彈性-塑性變形階段，當(dāng)成型模具卸載后，彈性變形恢復(fù)，塑性變形保留，因而在焊接鋼管內(nèi)部仍存在較大的塑性變形[4-5]。DNV OS F101-2007[6]中規(guī)定：“對(duì)于冷成型(小于250 ℃)C-Mn鋼管,成型過(guò)程中的塑性變形應(yīng)不超過(guò)5%”。

目前有學(xué)者對(duì)焊管的塑性變形進(jìn)行了研究。馬海寬等[7]通過(guò)理論計(jì)算和有限元模擬研究了板料成型的塑性變形情況。王鋼等[8]通過(guò)建立有限元分析模型，較為精確地體現(xiàn)了鋼管成型前后的應(yīng)力應(yīng)變情況，并且計(jì)算出了適宜的下壓量。范利鋒[9]采用ABAQUS有限元分析軟件建立了包括預(yù)彎、JCO成型和機(jī)械擴(kuò)徑在內(nèi)的系統(tǒng)全面分析有限元模型，并通過(guò)試驗(yàn)的方法驗(yàn)證了所建立模型的準(zhǔn)確性；仿真結(jié)果揭示了成型過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)、幾何形狀和力學(xué)性能等變形特征，得到了成型過(guò)程中各工藝參數(shù)和模具參數(shù)與成型質(zhì)量的相關(guān)影響規(guī)律。蔡星周[10]通過(guò)對(duì)UO,JCO以及機(jī)械擴(kuò)徑成型工藝過(guò)程進(jìn)行有限元數(shù)值模擬，分析和研究了板料在兩種成型及機(jī)械擴(kuò)徑過(guò)程中的變型過(guò)程、變形特征和應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律，確定了UOE及JCOE成型過(guò)程中的變形特征點(diǎn)，繪制了特征點(diǎn)周向應(yīng)變變形歷程曲線(xiàn)圖；通過(guò)對(duì)特征點(diǎn)的周向應(yīng)變歷程進(jìn)行分析，揭示了各部分板料的變形程度和變形歷程，提供了建立管線(xiàn)鋼管材料性能預(yù)測(cè)模型的基礎(chǔ)。

以上研究主要采用理論研究、計(jì)算機(jī)模擬等技術(shù)對(duì)不同材料的鋼管成型過(guò)程中的塑性變形進(jìn)行計(jì)算、模擬，從而可以得出預(yù)彎、合縫預(yù)焊、擴(kuò)徑時(shí)塑性變形的變化及相關(guān)參數(shù)。但是對(duì)于高鋼級(jí)厚壁JCOE直縫埋弧焊管的每道成型中所發(fā)生的塑性形變以及形變大小的研究尚未見(jiàn)報(bào)道。而高鋼級(jí)厚壁JCOE直縫埋弧焊管在油氣輸送管道工程中應(yīng)用較多，尤其彎管或管件制造用母管，多為高鋼級(jí)厚壁鋼管，其制造工藝直接影響到產(chǎn)品性能，而JCOE又是直縫埋弧焊管的主要制造方法，因此有必要深入系統(tǒng)地對(duì)高鋼級(jí)厚壁JCOE直縫埋弧焊管的成型過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算研究。為此，筆者采用有限元模擬和彈塑性理論計(jì)算方法，研究分析了高鋼級(jí)厚壁鋼管JCO成型過(guò)程中的塑性變形及其規(guī)律，從而對(duì)其成型工藝參數(shù)進(jìn)行預(yù)測(cè)和控制，為JCOE鋼管成型工藝制定提供依據(jù)。

1 JCO成型工藝成型分析

JCOE成型工藝主要流程示意圖如圖1所示,其中彎曲成型示意圖如圖2所示。

圖1 JCOE成型工藝主要流程示意圖Fig.1 Sketch of main production schedule (MPS) flow chart of JCOE process

圖2 JCOE成型中彎曲成型示意圖Fig.2 Sketch of bending forming of JCOE process

JCOE直縫埋弧焊管分步成型，每一步將鋼板置于上下模具之間，下模具靜止，上模具加載下壓，卸載后彈性變形消失，塑性變形保留，為一步冷成型，再平移步進(jìn)鋼板，重新加載下壓，進(jìn)行冷壓成型，以此類(lèi)推，完成JCO變形。由圖2可見(jiàn)，每一步的彎曲成型可以簡(jiǎn)化為三點(diǎn)彎曲成型，由此即可對(duì)JCO成型工藝進(jìn)行研究，包括下壓量、下模具間距、步進(jìn)量等成型工藝參數(shù)。

2 JCO成型有限元建模及計(jì)算

采用ANSYS Workbench軟件進(jìn)行有限元建模和模擬計(jì)算。選取厚度為33 mm、鋼級(jí)為X80的板材作為高鋼級(jí)厚壁焊管成型用板材，模擬鋼管規(guī)格為φ1 219 mm×33 mm，模擬工藝為JCO成型工藝。假設(shè)材料為各向同性，X80鋼板的性能參數(shù)見(jiàn)表1，應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)見(jiàn)圖3。

圖3 試驗(yàn)X80鋼板的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.3 Stress-strain curve of the test X80 steel plate

材料密度ρ/(kg·m-3)彈性模量E/GPa泊松比ν線(xiàn)膨脹系數(shù)α/℃-1屈服強(qiáng)度Rt0．5/MPa抗拉強(qiáng)度Rm/MPaX80鋼板7．8×1032060．31．2×10-5555620

圖4 JCO成型中上、下模具尺寸示意圖Fig.4 Sketch of sizes of up and down dies of JCO process

根據(jù)結(jié)構(gòu)的對(duì)稱(chēng)性，為減少計(jì)算工作量，建立簡(jiǎn)化的三點(diǎn)彎曲模型進(jìn)行計(jì)算，為便于計(jì)算和驗(yàn)證，假設(shè)JCO成型工藝多道壓制成型步進(jìn)均等，而且每步成型過(guò)程中，下模具間距、上模具下壓量也為恒定值，因此多步成型的JCO工藝的簡(jiǎn)化為等間距、等下壓量的三點(diǎn)彎曲成型，所以有限元模擬計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證均以三點(diǎn)彎曲成型為模型。由于板材長(zhǎng)度方向(鋼管軸向)整體變形，所以建模時(shí)不考慮長(zhǎng)度方向的變形， 根據(jù)平面應(yīng)變條件，建立二維平面有限元分析模型，同時(shí)為減少計(jì)算量，提高計(jì)算效率，根據(jù)三點(diǎn)彎曲結(jié)構(gòu)對(duì)稱(chēng)性，建立三點(diǎn)彎曲的半對(duì)稱(chēng)模型。模具結(jié)構(gòu)尺寸與裝配關(guān)系見(jiàn)圖4[8],其中上模圓弧半徑Ru=280 mm，下模圓弧半徑Rd=150 mm，下模間距L=320 mm。通過(guò)控制上模行程(位移)來(lái)獲得不同彎曲形狀。對(duì)于面結(jié)構(gòu)單元模型，設(shè)定單元類(lèi)型為Plane 42，模型尺寸為640 mm×33 mm，下模具間距320 mm，上模具位于矩形中心位置。將上、下模具材料設(shè)置為不變形體，即剛體，其彈性模量設(shè)置為1 000 GPa，摩擦方式為自由剛性摩擦，鋼板及上、下模具模型如圖5a)所示。鋼板模型劃分單元網(wǎng)格，直線(xiàn)段設(shè)置單元格長(zhǎng)度為1 mm。上、下模具接觸面細(xì)化單元尺寸，自由分配。JCO成型鋼板及模具模型單元格網(wǎng)絡(luò)如圖5b)所示。

圖5 JCO成型有限元模型示意圖Fig.5 Sketch of FEM model of JCO process:a) model of the dies; b) cell network

將下模具設(shè)置固定約束，但允許摩擦滑動(dòng)，上模具設(shè)置為只允許y向位移。接觸算法為單純的有限滑動(dòng)主從接觸算法，摩擦模型選用允許發(fā)生彈性滑動(dòng)的罰函數(shù)摩擦，即f=μN(yùn)(式中：f為摩擦力；μ為摩擦因數(shù)，N為壓力)。根據(jù)理論計(jì)算結(jié)果以及參考相關(guān)文獻(xiàn)，將載荷設(shè)計(jì)為位移載荷，即向上模具施加的y向位移分別為-10,-15，-18,-20 mm。模型加載示意圖如圖6所示。

位移載荷為-10 mm時(shí)的模擬計(jì)算結(jié)果如圖7

圖6 有限元模型加載示意圖Fig.6 Sketch of FEM model loading

所示。加載后，變形主要發(fā)生在下模具間距內(nèi)，而且以上模具為中心，呈現(xiàn)左右對(duì)稱(chēng)分布，如圖7a)所示。應(yīng)力、應(yīng)變分布也與此相同，最大等效應(yīng)變?yōu)?.07×10-3，最大等效應(yīng)力為813 MPa，均位于上模具下壓點(diǎn)的鋼板外弧側(cè)，分別如圖7b)和圖7c)所示。位移載荷為-15，-18，-20 mm時(shí)的模擬計(jì)算結(jié)果變化規(guī)律與-10 mm時(shí)的基本一致。

匯總不同位移載荷條件下的模擬計(jì)算結(jié)果，如表2所示，可見(jiàn)隨著位移載荷絕對(duì)值的增加，總變形逐漸增加，最大等效應(yīng)變和等效應(yīng)力也逐漸增加，當(dāng)加載至-18 mm時(shí)，等效應(yīng)變已經(jīng)達(dá)到屈服應(yīng)變，標(biāo)志著材料開(kāi)始進(jìn)入屈服狀態(tài)。不同載荷下總變形、最大等效應(yīng)變和等效應(yīng)力變化趨勢(shì)如圖8所示。

圖7 位移載荷為-10 mm時(shí)的模擬計(jì)算結(jié)果Fig.7 Simulation results for displacement load of -10 mm:a) total deformation distribution; b) equivalent strain distribution; c) equivalent stress distribution

位移載荷/mm總變形/mmx向最大位移/mmy向最大位移/mm最大等效應(yīng)變最大等效應(yīng)力/MPa-1013．162．0513．084．07×10-3813-1520．353．7120．174．69×10-3938-1825．055．0224．795．03×10-31000-2028．506．0528．185．20×10-31039

圖8 不同位移載荷下有限元模擬計(jì)算結(jié)果變化趨勢(shì)Fig.8 FEM simulation result trends for different displacement loads:a) total deformation; b) the maximum equivalent strain; c) the maximum equivalent stress

3 理論分析與計(jì)算

實(shí)際生產(chǎn)中，鋼板成型主要工藝參數(shù)為：下模具間距為300 mm，步長(zhǎng)為210 mm，彎曲成型步數(shù)為17次，下壓載荷為(50 000±5 000) kN。J成型過(guò)程變形示意圖如圖9[8]所示，其中將預(yù)彎成型卷角近似認(rèn)為是彎曲角的一半，由此可得目標(biāo)彎曲角為

式中：n為成型步數(shù)。

圖9 J成型過(guò)程變形示意圖Fig.9 Sketch of J forming process

對(duì)于規(guī)格為φ1 219 mm×33 mm的鋼管，成型17步，可得理論彎曲角度α=20°。理論成型內(nèi)半徑為

式中：R為理論成型內(nèi)半徑；D為鋼管公稱(chēng)外徑；t為鋼管公稱(chēng)壁厚。

代入數(shù)據(jù)得R=576.5 mm。

J成型簡(jiǎn)化示意圖如圖10所示，鋼板經(jīng)過(guò)上、下模具壓制一步后成型效果如圖10a)所示，可將其簡(jiǎn)化為圖10b)。

圖10 一步J成型簡(jiǎn)化示意圖Fig.10 Sketch of simplified one step of J forming：a) forming sketch; b) simplification sketch

根據(jù)三角形相似定律，并且由于R遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于半步進(jìn)量l,所以有

式中：h為成型下壓量；l為一半步進(jìn)量。

根據(jù)式(3)可得

將式(5)帶入式(4)可得

將φ1 219 mm×33 mm規(guī)格鋼管成型工藝參數(shù)理論彎曲角度α=20°、理論彎曲半徑R=576.5 mm代入式(6)，得出理論成型下壓量h=17.8 mm。有限元計(jì)算結(jié)果顯示，在此變形條件下，材料處于發(fā)生屈服變形的臨界區(qū)間，說(shuō)明有限元計(jì)算結(jié)果可以很好地用來(lái)解釋和預(yù)測(cè)鋼板JCO成型制造鋼管工藝的合理性。

4 結(jié)論

對(duì)于高鋼級(jí)厚壁直縫埋弧焊管JCO成型，通過(guò)上述有限元模擬和理論計(jì)算，得出如下結(jié)論。

(1) 有限元模擬結(jié)果顯示，加載位移載荷后，變形主要發(fā)生在下模具接觸點(diǎn)之間，而且以上模具的下壓點(diǎn)為中心呈現(xiàn)左右對(duì)稱(chēng)分布，應(yīng)力、應(yīng)變分布也與此相同，最大等效應(yīng)變和最大等效應(yīng)力均位于上模具下方和彎曲變形鋼板外側(cè)。

(2) 有限元計(jì)算結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果高度吻合，有限元方法可以用來(lái)有效地預(yù)測(cè)、評(píng)判高鋼級(jí)厚壁直縫埋弧焊管的JCO成型工藝。

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FEMSimulationandTheoreticalCalculationofDeformingDisplacementforJCOFormingofHighGradeHeavy-WallLSAWPipes

YANGYanhua

(Xi’an Aeronautical University, Xi’an 710077， China)

The stress and strain distribution ofφ1 219 mm×33 mm X80 high grade heavy-wall longitudinal submerged arc welded (LSAW) pipes during JCO forming process was simulated by finite element methods (FEM). The results show that both the stress and strain distributed symmetrically from the middle of the up die, and both the maximum equivalent stress and the maximum equivalent strain located at inner and outer surface crossing to the middle line of the pressed plate. With the increase of absolute value of displacement loads, the equivalent stress and strain also increased, and when the displacement loadh=18 mm, the maximum equivalent strain of the section of the pressed plate had been yielded. And the deforming displacement of the forming process was calculated ash=17.8 mm theoretically which was very close to the results of FEM simulation.

high grade heavy-wall pipe; longitudinal submerged arc welded (LSAW) pipe; JCO forming; finite element methods (FEM) simulation; theoretical calculation

2017-06-19

西安航空學(xué)院校級(jí)科研基金資助項(xiàng)目(2015KY1211)

楊延華(1976-)，女，副教授，主要從事機(jī)械工程與材料教學(xué)與研究工作，yyh97099@163.com

10.11973/lhjy-wl201712003

TG386.3

A

1001-4012(2017)12-0866-05