浮動芯棒速度對鋼管連軋力學參數影響的有限元分析

齊秀美,趙志毅,蘇惠超,任學平

(1北京科技大學材料科學與工程學院,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參數影響的有限元分析

齊秀美1,趙志毅1,蘇惠超2,任學平1

(1北京科技大學材料科學與工程學院,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,結合生產實際,對寶鋼<140mm全浮動芯棒鋼管連軋過程進行仿真分析,研究連軋過程中芯棒與軋件的運動狀態,并采用單機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;當速比約為1時,軋制力具有峰值;當速比大于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減小。當速比大于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機架時,芯棒2軋輥速比的增加導致軋制力的增加,使荒管形成“前竹節”;毛管拋出第1～4機架時,芯棒2軋輥速比的增加亦使5,6機架的軋制力增加,使荒管形成“后竹節”。

鋼管;連軋;芯棒速度;軋制力

無縫鋼管的連續軋制是鋼管減徑、減壁以及縱向延伸的主要工序。全浮動芯棒鋼管連軋實際上是金屬在軋輥與芯棒共同作用下產生塑性變形的過程,由于自由浮動芯棒的參加,使軋制狀態變得十分復雜。連軋過程中,芯棒的運動狀態具有不確定性,其速度受到各機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定,從而影響到連軋過程的力能參數,最終會影響到產品的尺寸精度[1,2]。本研究采用ABAQUS顯式動力仿真平臺對8機架全浮動芯棒鋼管連軋過程進行了模擬軋制,研究了連軋過程中芯棒與軋件的運動狀態,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動狀態分析

1.1 全軋程熱力耦合有限元分析模型

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

圖1(b)為計算網格劃分。毛管采用八節點線性六面體單元,為保證計算精度,在厚度方向劃分了6層網格,頭部局部細化。軋輥采用四節點三維雙線性剛性四邊形單元。芯棒采用的是解析剛體面,因此無需劃分網格。整個計算模型單元數為53829,節點數為61544。

軋輥與毛管之間設為庫倫摩擦,摩擦系數取為013。考慮到芯棒采取了潤滑措施,且按照現場大量實驗的推算,毛管與芯棒之間也采用庫倫摩擦,摩擦系數取為0.07。

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

連軋模擬研究采用鋼種T91,其材料本構關系與熱物理特性由實驗測得,如圖2,3所示。根據現場數據,毛管與芯棒的初始速度約為1.88m·s-1,各機架軋輥轉速如表1所示。參照工業生產測試結果,毛管開軋溫度、工具溫度、環境溫度分別設定為1060, 250℃和25℃。

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

表1 各機架的軋輥轉速Table 1 Roller speed ofeach_stand

1.2 連軋過程的運動狀態

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

在咬入階段,從第1道次到第6道次,軋輥轉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道次為松棒及規圓道次,其軋輥轉速略有降低,相應的毛管頭部速度也略為降低。當毛管頭部軋出第8機架后,頭部速度基本保持恒定。

穩定軋制階段,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,芯棒的穩定速度模擬值大約與第3機架的軋件速度相當,且大于第1, 2機架而小于第4～8機架。因此,穩軋時各機架的軋件速度與芯棒速度的關系可用圖5表示。其中1,2機架為滯后機架,軋件速度小于芯棒速度,毛管對芯棒產生向后的摩擦合力;第3機架為同步機架,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機架為導前機架,軋件速度大于芯棒速度,毛管對芯棒產生向前的摩擦合力。

拋鋼階段,毛管尾部逐一從各機架拋出,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 穩定軋制階段軋件速度與芯棒速度的關系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參數的影響分析

2.1 單機架限動芯棒軋制模型

分析可知,浮動芯棒鋼管連軋過程中,芯棒速度與各機架軋輥的線速度是不一致的。導前機架(第4,5, 6機架)軋輥線速度及軋件速度大于芯棒速度,滯后機架(第1,2機架)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對浮動芯棒連軋過程產生復雜的影響。

以<140mm連軋管機組第一機架為原型,建立單機架“數字試驗軋機”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,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定情況。軋輥轉速按照工業生產實測第1機架轉速設定為11.983rad· s-1,結合孔頂直徑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,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 芯棒速度的設定Table 2 Setting of mandrel speed

2.2 芯棒速度對力學參數的影響分析

圖7顯示了芯棒2軋輥速比對穩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,當速比小于1時,軋制力隨速比的增加而顯著增加;當速比約為1時,軋制力具有峰值;當速比大于1時,軋制力隨速比的增加而減小;但是當速比大于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減小;當速比大于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)的結果,則有,當芯棒2軋輥速比小于1時,芯棒對軋件施加逆于軋向的摩擦力,相當于給軋件施加了一個后張力;當速比大于1時,芯棒對軋件施加軋向的摩擦力,相當于給軋件施加了一個前張力。圖7(a)的結果表明,當速比遠離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擔,使得軋制力矩不斷減小。

基于以上分析,可以得出:當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。為進一步驗證該結論,采用上述單機架“數字試驗軋機”對芯棒速度突變情況進行模擬軋制。圖8給出了模擬結果。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,軋制力也立即響應而增加。

圖8的結論實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生“竹節”缺陷(荒管頭尾外徑和壁厚的異常增加)的有力證據。

根據實際生產可知,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機架是結束荒管減徑和減壁的實際道次,所以此處重點研究第5,6機架的情況。

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

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

從圖9可以發現,毛管頭部咬入第5,6機架時,芯棒速度發生了兩次階躍,即芯棒2軋輥速比在小于1的情況下,芯棒速度兩次增加,速比也相應增加。按照上述單機架模擬軋制的結果可以推斷出,這兩次速比的增加必然導致第5,6機架軋制力的增加。當然,此時的速比較小,因而第5,6機架的軋制力也相應較小。

拋鋼階段,當軋件尾部拋出第1～4機架時,對于5,6機架來說,芯棒2軋輥速比連續四次階躍增加,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機架時,軋制力的增加所導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”;軋件尾部拋出第1～4機架時,第5,6機架軋制力的增加所導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”;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”比“前竹節”更加明顯。

為了驗證以上分析結論,對連軋過程的軋制力變化進行分析。咬入過程中,第5,6機架軋制力的增加除了與芯棒2軋輥速比的增加有關外,還與毛管頭部對軋輥的瞬時沖擊相關,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機架時,第5,6機架的軋制力變化情況。

圖10列舉了毛管尾部拋出前4機架過程中,第5,6機架軋制力的變化情況。可以看出,無論是實測曲線還是模擬曲線,隨著軋件尾部從1～4機架每拋出一個機架,第5,6機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動中心在垂直軋制方向被約束,因而不會像實際軋制時那樣發生彈跳而使軋制力減小,因此軋制力的增加比實際軋制時更為明顯。

圖10 軋件尾部拋出前4機架時第5,6機架的軋制力變化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(不發生彈跳)模擬軋制雖然不能直接模擬出“竹節”問題,但是可以從軋制力變化角度間接反映出“竹節”產生的實質原因。圖11為文獻[7]中現場實測的同一套連軋管機組所生產荒管的外徑和壁厚情況,可以看出明顯的前后竹節,且后竹節大于前竹節。

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

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

3 結論

力矩隨芯棒2軋輥速比的增加單調減小。當速比大于

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機架時,芯棒2軋輥速比的增加導致軋制力的增加,使荒管形成“前竹節”;毛管拋出第1～4機架時,芯棒2軋輥速比的增加亦使5,6機架的軋制力增加,使荒管形成“后竹節”。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”比“前竹節”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,主要研究方向為無縫鋼管軋制技術,聯系地址:北京市海淀區學院路30號北京科技大學252信箱(100083),E2mail:qixiumei_ustb@qq.com

趙志毅(1962—),男,副教授,聯系地址:北京科技大學材料科學與工程學院(100083),E2mail:zhaozhiyi@263.net