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    熱連軋帶鋼立- 平輥多道次軋制熱力耦合三維有限元模擬

    2018-04-09 12:19:01周家林彭成武彭世丹潘成剛
    上海金屬 2018年1期
    關(guān)鍵詞:立輥道次角部

    周家林 彭成武 彭世丹 何 浩 孫 楊 潘成剛

    (1.武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北武漢 430081;2.寶鋼特鋼有限公司長(zhǎng)材事業(yè)部,上?!?00940)

    帶鋼熱軋過(guò)程中邊部常發(fā)生諸如翹皮、裂紋、折疊、黑線、邊部夾層、邊部減薄等表面缺陷[1],嚴(yán)重影響帶鋼表面質(zhì)量。國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者圍繞鑄坯表面缺陷及粗軋工藝改進(jìn)做了大量研究工作[1- 8],但對(duì)精軋軋制過(guò)程邊部缺陷影響機(jī)制研究較少[5,9]。有限元方法在模擬軋制過(guò)程中的有效性已經(jīng)被許多研究工作所證實(shí)[7- 16]。由于帶鋼精軋軋件寬厚比大,軋件邊部及表面與其心部溫差大,導(dǎo)致軋制過(guò)程中帶鋼沿寬度方向變形不均勻,金屬流動(dòng)與應(yīng)力應(yīng)變變化相對(duì)復(fù)雜[9- 11]。同時(shí)精軋是一個(gè)多道次連軋過(guò)程,累積壓下系數(shù)大,全道次有限元模擬計(jì)算量大,甚至可能存在網(wǎng)格畸變使得計(jì)算難以進(jìn)行,所以已有的針對(duì)熱軋帶鋼精軋過(guò)程的模擬研究基本是二維或幾道次進(jìn)行的[9- 12,16]。

    本文利用Abaqus非線性有限元軟件模擬熱連軋窄帶鋼精軋機(jī)組立- 平10道次軋制的全過(guò)程,并用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)特征點(diǎn)溫度及平軋道次穩(wěn)態(tài)軋制壓力加以驗(yàn)證。在此基礎(chǔ)上,分析軋制過(guò)程軋件斷面溫度場(chǎng)及等效應(yīng)力應(yīng)變的變化規(guī)律;分析軋件斷面特征點(diǎn)尤其是邊部金屬的流動(dòng)規(guī)律,為現(xiàn)場(chǎng)快速分析軋件邊部缺陷來(lái)源、優(yōu)化工藝方案提供理論依據(jù)。

    1 有限元模型的建立

    1.1 軋制規(guī)程

    某熱連軋窄帶鋼廠采用型鋼軋機(jī)將165 mm×280 mm連鑄扁坯軋成30 mm×320 mm中間坯,經(jīng)切頭剪剪切頭部、高壓水除鱗后再送入精軋機(jī)組軋制成厚(2.0~4.5)mm×寬(285~310)mm窄帶卷,其各道次軋制規(guī)程見(jiàn)表1。

    表1 精軋各道次軋制規(guī)程Table 1 Rolling schedule of finish rolling for each pass

    1.2 軋制幾何模型的建立

    由于矩形軋件的對(duì)稱(chēng)性,軋件采用1/4的簡(jiǎn)化模型,軋件長(zhǎng)度取滿(mǎn)足連軋要求的1 500 mm,網(wǎng)格劃分采用C3D8RT- 8節(jié)點(diǎn)6面體線性減縮積分單元,單元數(shù)共45 800個(gè)。為防止因大壓下率帶來(lái)的網(wǎng)格畸變問(wèn)題,軋件模型采用熱力耦合的拉格朗日算法和Von- mises屈服準(zhǔn)則來(lái)計(jì)算分析[17],同時(shí)采用沙漏控制技術(shù),從而實(shí)現(xiàn)了立- 平10道次軋制全過(guò)程數(shù)據(jù)的繼承。

    1.3 材料熱物性參數(shù)及邊界、初始條件

    軋件材料為Q345B鋼,其熱物性參數(shù)見(jiàn)表2。軋制過(guò)程中軋件與空氣的熱輻射、熱對(duì)流及與軋輥的接觸傳熱系數(shù)可參考文獻(xiàn)[12,16],熱功轉(zhuǎn)換系數(shù)取0.9。軋件和軋輥泊松比0.3,為了更準(zhǔn)確反映軋件金屬流動(dòng)規(guī)律,軋輥設(shè)置為彈塑性體,彈性模量為210 GPa;軋輥初始溫度設(shè)定為110 ℃,環(huán)境溫度25 ℃;軋件初速度3.09 m/s;粗軋出口溫度1 035 ℃,精軋入口溫度1 021 ℃,終軋溫度(860±20) ℃。模擬過(guò)程中采用庫(kù)倫摩擦規(guī)律,靜摩擦因數(shù)0.4,動(dòng)摩擦因數(shù)0.32。

    2 模擬結(jié)果與分析

    2.1 軋件特征點(diǎn)溫度變化

    圖1是軋件斷面特征點(diǎn)a、b、c、d的溫度變化曲線。從圖1中可知,軋件經(jīng)過(guò)高壓水除鱗,表面各點(diǎn)溫度迅速下降,圓角處b點(diǎn)溫降最大,之后快速回升,心部溫度變化不大。a、b和c點(diǎn)的溫度在軋制變形區(qū)急劇下降,特別是角部b點(diǎn),因?yàn)檐埣c冷卻水、軋輥接觸換熱,會(huì)損失大量熱量,隨后心部向表面熱傳遞,溫度快速回升;心部d點(diǎn)溫度逐漸下降,但在變形區(qū)由于形變和摩擦熱,溫度略有升高。隨著軋制的進(jìn)行,軋件厚度方向中心與表面溫差逐漸減小,終軋后基本一致,而寬度方向中心與邊部溫差逐漸增大,終軋后大致相差100 ℃。這是由于隨著軋制的進(jìn)行,軋件厚度變小,心部向表面?zhèn)鳠岣友杆?;而寬度遠(yuǎn)大于厚度,邊部熱耗散較大,中部來(lái)不及向邊部傳熱,致使精軋出口處帶鋼邊部溫度下降較大。由圖1可知,模擬的軋件表面中心a點(diǎn)溫度與實(shí)測(cè)值吻合較好,誤差±10 ℃。

    表2 Q345B鋼熱物性參數(shù)Table 2 Thermo- physical parameters of Q345B steel

    圖1 軋件斷面特征點(diǎn)溫度隨時(shí)間的變化Fig.1 Temperatures of the feature points of sectional surface as a function of time

    2.2 軋制力分析

    圖2為平輥各道次穩(wěn)態(tài)平均軋制壓力計(jì)算值與實(shí)測(cè)值比較(由于采用1/4模型,圖中模擬數(shù)值為計(jì)算值乘2得到)。由于立輥軋制壓力小,現(xiàn)場(chǎng)未對(duì)其進(jìn)行測(cè)量,由圖2可見(jiàn),軋制壓力逐道次遞減,前4個(gè)道次壓下較大,軋制力也較大;后4個(gè)道次軋輥直徑小且壓下量較小,軋制力減小,軋制壓力逐道次遞減則板凸度會(huì)逐道次遞減,有利于板形控制。模擬的穩(wěn)態(tài)平均軋制壓力與實(shí)測(cè)結(jié)果基本吻合。

    圖2 各道次軋制壓力計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的比較Fig.2 Comparison of the calculated and measured rolling forces for each pass

    2.3 各道次出口等效應(yīng)力和應(yīng)變分析

    圖3為各道次出口處橫斷面等效應(yīng)力云圖。由圖可見(jiàn),軋件邊部尤其是圓角處等效應(yīng)力最大,其次為軋件與軋輥接觸面。由于立輥側(cè)壓調(diào)寬量較小,且軋件較寬,變形不能滲透到心部,所以JL1、JL2邊部“狗骨頭”區(qū)域等效應(yīng)力最大;立軋JL1軋后的平輥F1及JL2軋后的F3道次,由于立軋側(cè)壓作用使軋件邊部增厚形成“狗骨頭”區(qū)域,F(xiàn)1、F3道次對(duì)應(yīng)邊部“狗骨頭”區(qū)壓下量較大,且邊部尤其是角部溫度下降較快,故等效應(yīng)力較大。

    圖4為各道次出口處橫斷面等效應(yīng)變?cè)茍D。由圖可知,平輥軋制各道次軋件表面及邊部等效應(yīng)變大于心部。隨著軋制過(guò)程進(jìn)行,軋件逐漸減薄,變形從表面開(kāi)始充分滲透到心部,終軋時(shí)趨于一致;立輥?zhàn)畲蟮刃?yīng)變出現(xiàn)在邊部“狗骨頭”區(qū)域。結(jié)合圖3、圖4可知,隨著軋制的進(jìn)行,平輥軋制的寬度方向等效應(yīng)變總體上趨于一致,邊部等效應(yīng)力、應(yīng)變與中間部分偏差逐漸減小。表明立輥側(cè)壓調(diào)寬利于軋件橫向等效應(yīng)力應(yīng)變的均勻性,對(duì)于改善軋件橫向強(qiáng)度差異和橫向不均勻變形帶來(lái)的板形問(wèn)題有積極作用[1]。

    2.4 軋件斷面特征點(diǎn)流動(dòng)規(guī)律

    圖5為軋件1/4模型橫斷面上的6個(gè)特征點(diǎn)。A、B分別為離心部1/4和離邊部1/4位置點(diǎn),C、D、E、F均為邊部位置點(diǎn),其中D點(diǎn)為圓角位置點(diǎn)。圖6即為各特征點(diǎn)在精軋過(guò)程中Z向和Y向的位移變化。

    由于軋件邊部變形較中心復(fù)雜, 為了較準(zhǔn)確反應(yīng)邊部金屬流動(dòng)規(guī)律,圖6(a)、圖6(b)分別為立輥無(wú)側(cè)壓時(shí)全平輥8道次軋制特征點(diǎn)Z向和Y向位移隨時(shí)間變化曲線;圖6(c)、圖6(d)分別為立輥側(cè)壓立- 平10道次軋制時(shí)特征點(diǎn)Z向和Y向位移隨時(shí)間變化曲線;圖7(a)、圖7(b)分別為立輥無(wú)側(cè)壓和立輥側(cè)壓橫斷面特征點(diǎn)金屬流動(dòng)坐標(biāo)變化;圖8為Q345B鋼終軋出口橫斷面厚度分布比較。

    圖3 各道次出口處橫斷面等效應(yīng)力等值線云圖Fig.3 Contour plot of equivalent stress at cross section of each rolled piece

    由圖6(a)、圖7(a)可知,同一上表面的A、B、C三點(diǎn),靠近中部的A點(diǎn)軋制過(guò)程中Z向位移變化最小,為0~1.5 mm,B點(diǎn)在0~1.4~4.5 mm之間變化,靠近邊部的C點(diǎn),位移變化最為明顯,在0~1.3~5 mm之間變化。由此可以看出,軋制過(guò)程中帶鋼表面金屬?gòu)闹虚g向邊部流動(dòng)阻力逐漸減小,位移逐漸增大。由圖6(b)、圖7(a)可知,A、B兩點(diǎn)Y向位移變化基本一致,C點(diǎn)Y負(fù)向位移稍大于A、B點(diǎn),說(shuō)明帶鋼邊部存在厚度減薄[5],且平輥F1道次,C點(diǎn)與A、B點(diǎn)位移差最大達(dá)0.3 mm,隨后逐漸減小。這是因?yàn)殡S著軋制的進(jìn)行,道次壓下量、軋制壓力減小,板厚差逐漸減小并最終趨于穩(wěn)定,終軋后位移差值為0.03 mm(見(jiàn)圖8)。

    由圖6(a)、圖7(a)可知,側(cè)邊D、E、F三點(diǎn)Z向位移分別在0~1.3~4.5 mm、0~2.1~5.5 mm、0~2.5~6 mm之間變化,圓角位置D點(diǎn)Z正向位移明顯滯后于E、F點(diǎn),即D點(diǎn)相對(duì)E、F點(diǎn)發(fā)生了Z負(fù)向位移,表明圓角D點(diǎn)發(fā)生了翻平寬展,F(xiàn)1道次時(shí)相對(duì)F點(diǎn)負(fù)向0.7 mm,且隨著軋制的進(jìn)行翻平量也進(jìn)一步增加,至終軋出口時(shí)增至1.30 mm。邊部中心F點(diǎn)Z正向位移要明顯大于E點(diǎn),F(xiàn)1道次E、F的位移差為0.35 mm,且隨著軋制的進(jìn)行兩者的差值趨于一個(gè)常數(shù)0.5 mm,表明終軋后軋件邊部產(chǎn)生微量單鼓形。

    從圖6(c)~6(d)、圖7(b)中可見(jiàn),上表面A、B、C三點(diǎn)Z向位移變化中,A仍最小,B點(diǎn)其次,C最大;Y向上,C點(diǎn)在兩立輥由于側(cè)壓作用時(shí)出現(xiàn)Y正向位移,終軋時(shí)A、B、C三點(diǎn)Y向位移量基本相同,C、B點(diǎn)Y向位移(厚度)差0.01 mm,相較于立輥無(wú)側(cè)壓調(diào)寬時(shí),帶鋼邊部減薄現(xiàn)象有明顯改善,說(shuō)明立輥側(cè)壓對(duì)板形有明顯改善作用[1,5](見(jiàn)圖8)。邊部C、D、E、F點(diǎn)均受到立輥側(cè)壓作用,Z負(fù)向位移明顯;圓角處C、D兩點(diǎn)立輥軋制時(shí)Y正向位移明顯,C、D點(diǎn)和邊部B點(diǎn)形成明顯“狗骨頭”區(qū)域(見(jiàn)圖7(b)和圖3、圖4的立軋斷面),平輥壓平后Y向位移與立輥無(wú)側(cè)壓時(shí)一致,這是帶立輥側(cè)壓帶鋼邊部減薄現(xiàn)象得以改善的主要原因[1,5];F點(diǎn)Z正向位移仍大于E點(diǎn),終軋后位移差為0.4 mm,略小于立輥無(wú)側(cè)壓0.5 mm;圓角處D點(diǎn)相對(duì)E、F點(diǎn)仍發(fā)生Z負(fù)向位移,在JL1道次位移差為1.7 mm,D點(diǎn)仍發(fā)生了翻平寬展,至終軋出口時(shí)減小至1.0 mm,較立輥無(wú)側(cè)壓時(shí)有所改善[1], 因此有部分寬帶鋼廠家在精軋機(jī)組設(shè)置了立輥軋機(jī)以改善帶鋼邊部質(zhì)量[5]。

    圖4 各道次出口處橫斷面等效應(yīng)變等值線云圖Fig.4 Contour plot of equivalent strain at cross section of each rolled piece

    圖5 橫斷面特征點(diǎn)相對(duì)位置Fig.5 Relative position of surface feature points of cross section

    由圖6(a)、圖6(c)可知,立輥無(wú)側(cè)壓時(shí)軋件在前4個(gè)平軋道次表現(xiàn)為Z軸正向位移。以邊部中心F點(diǎn)為例,F(xiàn)1道次最大4.8 mm(寬展量),F(xiàn)2~F4各道次變形后寬展量基本在0.5 mm;立輥調(diào)寬時(shí)表面各特征點(diǎn)Z正向位移明顯減小,F(xiàn)點(diǎn)在F1道次變形區(qū)寬展量為3.5 mm,F(xiàn)2、F4道次0.5 mm,F(xiàn)3道次2.5 mm。由于邊部溫度降低,道次間邊部均存在冷縮效應(yīng),后4道次及軋后更為明顯,軋件角部會(huì)存在一定拉應(yīng)力[8]。這是因?yàn)楹?個(gè)道次工作輥輥徑較小,變形區(qū)接觸弧長(zhǎng)減小,同時(shí)軋件溫度急劇下降,摩擦因數(shù)減小,縱向流動(dòng)阻力減小,后4個(gè)道次變形區(qū)基本無(wú)寬展,屬于平面變形狀態(tài)。

    圖6 特征點(diǎn)精軋過(guò)程Z軸和Y軸位移變化Fig.6 Z and Y displacement change of the feature point during finish rolling

    圖7 橫斷面特征點(diǎn)軋制過(guò)程流動(dòng)規(guī)律Fig.7 Metal flow of feature points of the cross section

    邊部翻平寬展及拉應(yīng)力的存在易導(dǎo)致軋件邊部翹皮等缺陷的產(chǎn)生。隨著軋件“狗骨頭”位置的增加,軋件角部拉應(yīng)力增加,軋制過(guò)程角部拉應(yīng)力的大小會(huì)影響軋件角部缺陷的愈合或擴(kuò)展,應(yīng)合理調(diào)整立輥減寬量[6- 8]。

    圖9為Q345B鋼立輥無(wú)側(cè)壓與帶立輥側(cè)壓軋后,成品帶卷尾部3 m處取樣邊部表面質(zhì)量的比較??梢钥闯?,無(wú)立輥側(cè)壓時(shí)帶鋼邊部易產(chǎn)生翹皮等缺陷,加立輥側(cè)壓后邊部缺陷有明顯改善。

    圖8 終軋出口軋件斷面板厚橫向分布Fig.8 Thickness transverse distribution along cross section of plate after finish rolling

    圖9 (a)立輥無(wú)側(cè)壓1號(hào)和(b)帶立輥 側(cè)壓2號(hào)試樣軋后邊部質(zhì)量Fig.9 Edge quality of specimens after V- rolling (a) without side pressure of No.1 and (b) with side pressure of No.2

    3 結(jié)論

    (1)利用Abaqus非線性有限元軟件,建立了多場(chǎng)耦合的熱連軋窄帶鋼精軋機(jī)組立- 平輥多道次軋制過(guò)程的三維有限元參數(shù)化模型,模擬計(jì)算的帶鋼斷面特征點(diǎn)溫度和平軋各道次穩(wěn)態(tài)軋制壓力與實(shí)測(cè)值吻合良好。

    (2)溫度及應(yīng)力- 應(yīng)變場(chǎng)模擬結(jié)果表明,隨著軋制過(guò)程的進(jìn)行,軋件厚度方向溫差逐漸減小,終軋后趨于一致,而寬度方向中心與邊部溫差逐漸增大,導(dǎo)致軋件角部和邊部由于冷縮效應(yīng)存在一定拉應(yīng)力,從而影響軋件角部缺陷的愈合或擴(kuò)展,實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)注意控制軋件邊、角部溫度。

    (3)模擬發(fā)現(xiàn)軋件在前4個(gè)平軋道次均存在一定寬展量,在后4道次平軋基本無(wú)寬展;由于溫度不均勻性導(dǎo)致軋件邊部和角部的金屬應(yīng)變不協(xié)調(diào),上翻至帶鋼邊部易造成邊部缺陷;采用立輥側(cè)壓調(diào)寬,對(duì)軋件邊部減薄和翻平寬展造成的邊部缺陷有明顯改善作用;表面節(jié)點(diǎn)位置變化規(guī)律可為現(xiàn)場(chǎng)軋制生產(chǎn)中軋件邊部缺陷的溯源分析提供便利。

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