利用塑性5εt與中性層偏移的二輥矯直輥型設計方法

馬立峰,馬自勇,馬立東,黃慶學,王玉峰,馬兵

(1.太原科技大學山西省冶金設備設計理論與技術重點實驗室, 030024, 太原;2.吉林大學超塑性與塑性研究所, 130000, 長春;3.石家莊鋼鐵有限責任公司新一軋廠, 050031, 石家莊)

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利用塑性5εt與中性層偏移的二輥矯直輥型設計方法

馬立峰1,2,馬自勇1,馬立東1,黃慶學1,王玉峰3,馬兵1

(1.太原科技大學山西省冶金設備設計理論與技術重點實驗室, 030024, 太原;2.吉林大學超塑性與塑性研究所, 130000, 長春;3.石家莊鋼鐵有限責任公司新一軋廠, 050031, 石家莊)

為了提高棒材二輥矯直機的矯直精度,依據棒材矯直工藝特點和矯直輥磨損區域分析,提出了“凹三凸二”的矯直輥組合形式及輥型設計方法。在輥型設計過程中,根據棒材矯直的實際變形規律,提出了塑性5εt矯直應力應變擬合原則,更加準確地描述了棒材矯直變形的應力應變關系;結合微元法對矯直棒材內部金屬的受力狀態及中性層偏移進行分析,推導出了含有硬化系數與中性層偏移的新彎矩比公式。在此基礎上,通過對矯直力與輥面磨損關系以及殘余應力和彈性芯對隱患撓度影響的綜合分析,精確給出了矯直不同規格棒材時輥腰段的反彎曲率比范圍,從而能最大限度地降低輥面磨損,克服因殘余應力回復而導致矯直質量不穩定的缺陷。基于上述理論和方法,給出了具體設計實例,并對矯直過程進行了數值模擬分析,給出了矯直過程中影響棒材矯后精度的各參量狀態。結果表明:設計輥型的殘余直線度為0.64 mm/m,隱患撓度為0.202 4 mm/m,預測彈復后直線度小于0.85 mm/m,從而顯著提高了棒材的矯后精度及其穩定性,同時也驗證了該設計理論與方法的正確性及有效性。

二輥矯直機;5εt擬合原則;中性層偏移;彈性芯;數值模擬

隨著鋼鐵行業由粗放型向質量生態型的轉變,生產高技術、高附加值的產品已成為當前鋼鐵行業發展的唯一出路,其中矯直作為精整的最重要的一道工序,其作用不言而喻[1]。二輥矯直機是管棒材生產過程中的重要設備,具有結構簡單、造價低、矯直質量好的優點,一直深受生產廠家的青睞。矯直輥是二輥矯直機中的關鍵部件,其主要功能是對管棒材進行矯直。矯直輥在旋轉過程中,帶動管棒材邊旋轉邊前進,同時管棒材受到徑向和軸向力而發生多次連續的彈塑性變形,從而達到矯直管棒材的目的,可降低管棒材的橢圓度和表面粗糙度,同時增強表面硬度[2]。二輥矯直機的矯直質量取決于矯直輥的輥型曲線,因此,輥型設計是二輥矯直機研究的首要環節。輥型設計主要是利用管棒材的彈塑性變形理論,設計出合理的凹凸輥型。關于輥型設計的研究一直是學者關注的熱點,至今已提出了許多設計方法和加工方法[3]。例如:杜曉鐘等利用共軛旋轉曲面原理,分析了線棒材矯直輥輥型曲線的解析方法[4];崔甫從矯直的實際狀態出發,提出了三曲率圓弧式輥型[5-6];文獻[7]提出了雙曲線輥型與圓柱輥型組合的矯直輥輥型;Li等介紹了基于包絡法的輥型設計理論[8];劉志亮在崔甫的三曲率圓弧的基礎上提出了六曲率圓弧輥型[9]。二輥矯直是一個復雜的彈塑性變形過程,具有很強的非線性[10],而現有的矯直理論不能完全準確地反映矯直過程的真實狀況。到目前為止,大多數研究都是基于輥型幾何的計算,依據現有矯直理論設計的輥型與實際都有一定的差距[11]。目前,尚未見到基于棒材矯直變形特點、中性層偏移及矯直隱患的輥型設計,因此有必要對輥型設計進行進一步的研究。

本文在三段等曲率式輥型的基礎上,依據棒材矯直特點、矯直輥磨損區域(如圖1所示)和彈塑性理論,提出將凸輥矯直輥簡化為兩段式、凹輥矯直輥仍為三段式(簡稱為“凹三凸二”)的組合輥型設計方法。在設計過程中,基于矯直變形規律,提出了塑性5εt矯直擬合原則,可以準確描述應力應變關系,同時可提高矯直回彈的預測精度;利用微元法分析了矯直棒材內部金屬的受力情況,確定了矯直過程中性層的位置,在此基礎上推導出了含硬化系數和中性層偏移量的彎矩比公式,完善了棒材矯直變形機理。依據矯直力、殘余應力釋放、彈性芯理論及殘余曲率方程,確定了各段的反彎曲率比,可保證在考慮隱患撓度的情況下使矯后棒材的直線度仍滿足1 mm/m的要求。利用大型有限元軟件對矯直輥設計輥型進行了模擬,從受力狀態和矯直精度兩方面對棒材的矯直質量進行了評判,驗證了該設計方法的實用性。

圖1 矯直輥磨損區域圖

1 矯直輥輥型設計

1.1 基本假設

(1)在矯直過程中棒材與矯直輥是全接觸狀態。

(2)變形前后棒材的橫截面仍保持為平面,且垂直于變形后的棒材軸線,即平面假設[12]。

(3)二輥矯直過程中,棒材不發生扭轉且忽略截面徑向的變形,并認為應變中性層與應力中性層重合。

(4)被矯棒材在確定中性層位置時按冪指數關系擬合,且拉伸和壓縮變形部分的硬化規律相同,即應力應變關系一致。

1.2 中性層偏移模型的建立

1.2.1 矯直變形的微元法分析 在棒材內部距中心軸線z處取微元體,隨著矯直輥帶動棒材旋轉,微元體的路徑是一條環繞中心軸線的螺旋線,在這個過程中微元體必然經過多次的拉壓變形,如圖2所示。微元體依次經過左側輥胸區、輥腹區和輥腰區,棒材的彎曲程度逐漸增大,相應的塑性變形層深度也逐漸增加,在輥腰區塑性變形層深度達到最大,這個深度決定了棒材是否能達到矯直效果。在輥腰區微元體至少要經過2次拉壓變形,以防止棒材內部變形滯后于外觀變形而導致的塑性變形深度不夠。在經過中央輥腰區之后,微元體會進入右側輥腹區和輥胸區,相應的彎曲程度和塑性變形深度都會逐漸減小,直至為0。由于輥腰區、輥腹區和輥胸區的變形相似,因此,取輥腰區AB段棒材進行矯直應力應變分析,如圖3所示。

圖2 輥腰區微元體矯直路徑及變形圖

圖3 棒材矯直變形區應力應變示意圖

1.2.2 矯直變形幾何應變分析 棒材在進入矯直工序之前,由機械加工或熱處理在長度范圍內導致的彎曲變形形式主要有扁擔彎型、S型、多峰型和空間彎曲[13],但它們都會在矯直輥中央段統一為平面內的單彎型,即扁擔彎形態。為了便于理論分析,一般都將初始彎曲簡化為扁擔彎形態。

現假設微元體ABDC(見圖3)起初為拉伸狀態,則矯直反彎后該位置處于壓縮狀態。由于被矯直的棒料原始彎曲程度不大,可忽略中性層的偏移,則微元體ABDC處的金屬纖維初始長度

(1)

式中:r0為微元體的初始彎曲半徑;θ0為微元體的初始彎曲角。

經過矯直反彎后,微元體ABDC處的金屬纖維長度

(2)

式中:r為微元體位置的半徑;θw為矯直反彎角。

棒材在反彎前后中性層的長度是不變的,即

(3)

式中:R0為初始彎曲半徑;ρ為反彎后中性層的半徑。

因此,微元體在切線方向的真應變

(4)

1.2.3 矯直塑性變形應力應變分析 由增量理論[14]及假設(3)得到塑性變形的應力關系為

(5)

式中:σθ、σr分別為微元體切向和徑向的應力。

由塑性體積不變條件得εθ=-εφ,從而有:

塑性區等效應力

(6)

塑性區等效應變

(7)

凸輥對棒材施加的矯直壓力P與塑性區徑向應力σr的關系[15]為

(8)

(9)

同時

(10)

聯立得

(11)

由于理論推導過程中使用了半空間假設,與棒材在凸輥上的接觸情況有差異,因此,使用修正系數η進行修正

(12)

1.3 新回彈彎矩比模型的建立

除了非常短而深的梁以及工字梁之類對剪切力相當敏感的梁之外,可以直接把純彎曲狀態下的彎矩-曲率關系應用于有橫向載荷作用下的彎曲[16]。因此,依據中性層偏移與純彎曲塑性硬化的應力應變關系來建立回彈彎矩比模型。

1.3.1 塑性5εt矯直擬合原則 棒材矯直是一個復雜的彈塑性變形過程,在構建矯直回彈理論時,需要對棒材截面的應力進行積分運算。與對材料本構關系描述更準確的冪指數硬化模型相比,雙線性硬化擬合具有積分易實現、精度也能保證的特點,因此,本文對矯直變形的應力應變關系采用雙線性硬化擬合。傳統的雙線性擬合都是將屈服極限σt對應的應變到斷后延伸率δ5之間的數據進行擬合,對于存在屈服平臺的材料來說,這種擬合的精度很差,如圖4所示。從矯直原理考慮,當彎曲條材的彈塑性變形深度達到全斷面高度的80%后未產生裂紋時,任何金屬條材都可以得到矯直[17],因此,棒料矯直變形的最大應變為5εt,εt為彈性極限應變。利用Origin軟件對棒材拉伸試驗數據進行函數擬合,擬合的數據取自屈服點至5εt之間,稱此擬合為塑性5εt矯直擬合。按照此擬合原則,40Cr和42CrMo鋼的擬合精度可分別達到0.936 1和0.983 4。

圖4 塑性5εt擬合與傳統擬合的對比

1.3.2 基于純彎曲的棒材矯直變形應力應變分析在純彎曲過程中,棒材截面的微元體在切線方向的應力遠比其余方向的應力大,理論分析時常簡化為單向拉伸和壓縮狀態,如圖5所示。由基本假設(4)可知,微元體在矯直變形過程中的拉壓應力

(13)

式中:z為微元體到中心軸的距離;λ為硬化系數,由塑性5εt矯直擬合原則確定;Rt為矯直形成的彈性芯半徑;±和?在計算塑性變形拉應力時取上面的符號,在計算壓應力時取下面的符號。

圖5 棒材矯直應力應變圖

1.3.3 彎矩比表達式確定 棒材斷面任意高度z處微元體所在的斷面寬度L=2(R2-z2)1/2(R為棒材半徑),此截面的彎矩

(14)

將式(13)代入式(14)進行積分計算,并利用彈區比ζ=Rt/R及彈性極限彎矩Mt=πR3σt/4,可得

[1-(ζ+?)2]1/2+b1arcsin(ζ+?)+

(15)

式中:?為中性層偏移量與棒材半徑之比。

[1-(ζ+?)2]1/2+b1arcsin(ζ+?)+

(16)

式中

1.4 輥腰段反彎曲率比的確定

二輥矯直的必要條件是工件在輥縫中先要經過至少一個導程的等曲率大變形壓彎,然后經過至少半個導程的等曲率小變形反向壓彎。輥腰段是等曲率大變形,它的作用是將工件各個方向的彎曲進行統一,也決定著工件塑性變形層的深度以及工件能否矯直。

已知彎矩為M,工件的彈性模量為E,斷面慣性矩為I,則矯直彎曲后的彈復曲率

(17)

彈復曲率比

(18)

即

由矯直理論可知,工件矯直意味著反彎后的殘余曲率比為0,即

Cw-Cf=0

(19)

1.4.1 矯直力分析 二輥矯直過程中矯直輥的受力情況與其輥型、矯直工藝參數和工件變形情況密切相關,而且輥型和矯直工藝參數的本質也是影響工件的變形情況,因此,工件變形參數是影響矯直力的核心因素。由沖模假設[18]推導的矯直力計算公式充分體現了工件變形參數的重要性,其表達式為

(20)

式中:k為塑性變形層深度系數,k=1-ζ;γ為變形回彈后的殘余應變與彈性極限應變的比值。

不同塑性變形層深度系數對應的矯直力如圖6所示。

圖6 塑性變形層深度系數與矯直力的關系曲線

1.4.2 基于彈性芯理論的隱患撓度計算 在棒材矯直過程中,中性層附近都會留下高度為Rt的彈性變形區,隨著棒材的不斷旋轉,最終形成一個半徑為Rt的圓柱體區域,這個區域內金屬的變形都是彈性變形,我們稱之為彈性芯。矯直后的棒材表面上已經矯直,但彈性芯卻不可能得到矯直。棒材的矯直屬于按矯直曲率比方程式計算出的反彎量進行反彎、并在彈復后殘余的曲率等于0時獲得的矯直,是一種平衡性的矯直,是彈性芯的彈復勢能與外圍金屬過量彎曲的勢能大小相等、方向相反的一種平衡。這種相對平衡在環境條件改變時,有可能失衡而使棒材變彎[19]。

已知彈性芯半徑為Rt,則此彈性芯的最大彎矩

(21)

Mζ作為棒材的彈性彎矩,它的釋放會使棒材產生彎曲。設產生的最大彎曲半徑為ρζ,則

(22)

由圖7可知,ρζ所造成的隱患撓度δζ與ρζ的關系式為

(23)

圖7 彈性芯隱患撓度示意圖

殘余應力是當物體去除外部因素作用時,在物體內部保持平衡而存在的應力[20]。因此,彈性芯的彈復勢能與塑性變形勢能的相對平衡被打破的過程,就是殘余應力的釋放過程。現有的許多殘余應力消除方法的效果各不相同,如自然時效法的殘余應力消除率為2%～10%[21],爆炸法的為60%[22],振動時效法的為40%～80%[23-24]。由于棒材矯直之后彈性芯的彈復力不一定會達到最大值,因此,輥型設計時按80%的彈復力釋放率來計算長度為1 m的棒材的實際最大隱患撓度值,結果見表1。

表1 不同直徑棒材的隱患撓度計算值(按80%的彈復力釋放率計算)

注:棒材直徑d10=10 mm;d20=20 mm;…;d120=120 mm;d140=140 mm。

當長度為1 m的棒材的隱患撓度δζ≤0.5 mm時,即使平衡失效后其矯直質量也是基本合格的,這種隱患是無害隱患,是被允許的。從表1可知,直徑10～20 mm棒材矯直輥的輥腰段反彎曲率比Cw1取4.5～5.8、直徑20 mm以上棒材矯直輥的輥腰段反彎曲率比Cw1取3～5比較適宜,但從圖6發現,當ζ取0.1～0.228時,矯直力呈指數減小,同時矯直力大小與R2成正比,因此,在滿足矯直質量的前提下,直徑10～20 mm棒材矯直輥的輥腰段反彎曲率比Cw1取5,直徑20 mm以上棒材矯直輥的輥腰段反彎曲率比Cw1取3～3.5。

1.5 輥腹段及輥胸段反彎曲率比的確定

輥腰段的作用是統一棒材的殘留彎曲,輥腹段是精矯區,輥胸段是補充矯直區,棒材的最終直線度都是由它們決定的。輥腹段反彎曲率比Cw2及輥胸段反彎曲率比Cw3的選取可由殘余曲率比方程[25]計算得到,其表達式為

(24)

運用MathCAD軟件編程計算即可得到Cw2和Cw3。

1.6 矯直輥輥型設計實例

現以矯直直徑為12～60 mm、σt=930 MPa的42CrMo合金鋼棒材為例,其彈性模量為210 GPa,泊松比為0.3,由塑性5εt擬合原則得到的硬化系數為0.004 898,輥子傾角為10°～20°,矯直速度為30 m/min。

(1)基本數據計算:

棒材彈性極限彎曲半徑

輥腰段反彎半徑

輥腹段反彎半徑

輥胸段反彎半徑

最大導程tmax=π×60×tan20°≈68 (mm)

輥段圓角半徑12 mm≤R≤60 mm

輥子工作長度Lg=6tmax=408 mm

輥子全長L≈500 mm

凹輥輥腰直徑為195 mm。

(2)輥型半徑計算:利用MATLAB軟件對輥型半徑數學模型進行編程,計算結果如表2和表3所示。凸輥中央段半徑要在凹輥輥型設計完之后,選定其端部和胸部可能與工件接觸最多、壓力最大處的凹輥半徑作為凸輥中央段半徑[26],這里選R=110 mm。

表2 凹輥輥型半徑的求解結果

表3 凸輥輥型半徑的求解結果

2 有限元模型的建立

(1)幾何模型。為了便于模擬計算,將實際矯直長度6 m的棒材截取其中1 m,原始最大撓度為10 mm/m,直徑為35 mm,建模時以弦長1 m、弦高10 mm的圓弧路徑掃描。

(2)單元選擇。選用具有顯示分析功能的Solid164八節點單元對實體模型進行網格劃分,它是用一點的積分加上黏性沙漏控制來加快單元的方程式,對大變形問題十分有效且能縮短計算時間[27]。

(3)工藝參數。凹輥傾角為13.2°,凸輥傾角為14°,輥縫為36 mm[28],導板間距為40 mm,矯直速度為30 m/min。

有限元模型如圖8所示,入口導套和出口導槽可防止模擬過程中因工件甩尾導致單元畸變而不能進行模擬計算[29]。

圖8 二輥矯直有限元模型

3 仿真模擬結果分析

3.1 矯直力分析

矯直過程中凹、凸輥的矯直力隨時間的變化曲線如圖9所示。從圖9a中可以看出,在穩定矯直階段,凹輥的矯直力大于凸輥的矯直力,分析認為這是由入口導套與出口導槽造成的,因為它們距離矯直輥較近且直徑也較小,在穩定矯直時棒材會受到它們的作用而減小凸輥受力,但卻增大凹輥受力。因此,實際生產中應將導套與導槽的影響考慮在內,這將有利于減緩矯直輥的磨損。增大導套、導槽的直徑和它們至矯直輥的距離進行模擬,獲得的矯直力隨時間變化的曲線如圖9b所示。

從圖9b可知:在棒材與矯直輥接觸之前,矯直力為0;當棒材與矯直輥開始接觸之后,凹、凸輥因右半側受力不穩,導致矯直力增大但有波動;在0.5 s時,棒材首端進入左側精矯區,滿足三點彎曲條件,開始對棒材進行矯直,此后穩定矯直狀態的矯直力基本保持平穩變化;在1.84 s,棒材尾部完全脫離入口導套,矯直力會突然減小至150 kN左右;在2.4 s以后,棒材尾部脫離右側精矯區,不滿足三點彎曲條件,因此矯直力再次急劇減小,最終為0。從凹、凸輥矯直力的變化可知,兩者受力基本一致,滿足矯直力平衡條件,最大矯直力為329.16 kN。

(a) 導套與導槽內徑均為60 mm且至矯直輥 中間平面的距離分別為250、210 mm

(b) 導套與導槽內徑分別為70和100 mm且至 矯直輥中間平面的距離均為300 mm圖9 矯直力隨時間的變化曲線

3.2 塑性變形層深度及彈性芯分析

矯直過程中,棒材外側發生塑性變形,在中性層附近發生彈性變形。由于棒材受矯直輥帶動旋轉,所以最終矯直后的棒材截面形成圓環狀塑性變形區和圓柱狀彈性變形區,即彈性芯,如圖2所示。棒材矯直過程中最大塑性變形發生在輥腰段,故取棒材最大塑性變形處的縱截面,以縱截面單元體來研究直徑方向上的等效塑性應變分布、最大塑性變形層深度和彈性芯大小,結果如圖10所示。

圖10 棒材矯直的彈、塑性變形區示意圖

從圖10可以看出,拉伸變形側的塑性變形深度約占截面直徑的40%,而壓縮變形側的塑性變形深度約占截面直徑的35%,這表明:矯直彎曲過程中拉、壓兩側塑性變形程度不一致,應力中性層會向受壓側發生偏移。幾何中心軸距拉伸側3.5 mm到幾何中心軸距壓縮側5.25 mm之間的區域發生的是彈性變形,即彈性芯區域,由于矯直輥帶動棒材旋轉,最終彈性芯直徑為7 mm,占截面直徑的20%,塑性變形層深度為14 mm,占截面半徑的80%,滿足矯直時彈區比為0.2～0.5的條件[30]。

3.3 矯后直線度分析

(a)y軸方向的撓度

(b)z軸方向的撓度圖11 不同方向上各點的撓度值曲線

由圖11可以知道,長度為1 m的棒材經過矯直工序以后,在y軸方向和z軸方向的最大撓度值分別為0.23和0.60 mm,由最大撓度公式可得棒材的最大矯后撓度值為0.64 mm,即棒材的矯后直線度為0.64 mm/m。同時,由式(23)按80%的彈復力釋放計算,得該規格棒材的隱患撓度為0.202 4 mm,因此,預測彈復后的棒材直線度小于0.85 mm/m。

3.4 殘余應力分析

矯直后管棒材最大殘余應力應該集中于出輥時與矯直輥的接觸區[31],該接觸區在管棒材的旋轉運動作用下最終形成螺旋狀接觸帶。通過分析矯直后棒材的殘余應力及其分布,可以知曉矯直輥與棒材在矯直過程中的接觸狀態及棒材表面的劃痕情況,從而為輥型修正及工藝參數調整提供參考。

利用已離開矯直輥、處于穩定矯直階段的棒材進行殘余應力分析,獲得了矯直后棒材表面和心部殘余應力的分布,如圖12所示。從圖中可以看出,棒材表面的等效殘余應力分布比較均勻,無明顯的大殘余應力帶狀分布,應力在350 MPa左右變化,表明矯直輥與棒材的矯直接觸狀態、輥型曲線及棒材表面質量均較好,但棒材內部等效殘余應力分布不均,中心軸處等效殘余應力較大,在400 MPa左右,中心軸周圍殘余應力較小,變化范圍在100～228 MPa之間。

棒材的殘余應力主要是矯直過程中表層和心部塑性變形程度不一致造成的[32]。殘余應力是影響棒材彎曲和使用性能的重要因素,殘余應力值越小,棒材的使用可靠性就越高[33],因此,殘余應力也是衡量矯直質量的一個重要指標。

(a)棒材表面

(b)棒材內部圖12 穩定矯直時棒材的等效殘余應力分布圖

4 結 論

(1)本文提出了“凹三凸二”的矯直輥組合形式及輥型設計方法,在提高棒材矯直精度的同時,使得凸輥的制造相比于三段式輥型更容易,工程實用性更強。

(2)本文提出的塑性5εt矯直擬合原則準確地給出了棒材矯直變形過程中的應力應變關系,顯著提高了棒材的回彈預判精度。同時,推導出了含有硬化系數和中性層偏移量的彎矩比計算模型,完善了棒材矯直變形理論。

(3)精確給出了矯直不同規格棒材時輥腰段的反彎曲率比取值范圍,即矯直直徑10～20 mm棒材的矯直輥的輥腰段反彎曲率比Cw1=5,矯直直徑20 mm以上棒材的矯直輥的輥腰段反彎曲率比Cw1=3～3.5,縮小了現有反彎曲率比的取值范圍,有效減輕了輥面磨損和因殘余應力回復而導致矯直質量不穩定的缺陷。

(4)模擬結果表明,棒材的塑性變形層深度約占截面直徑的80%,滿足矯直時彈區比為0.2～0.5的條件,而且矯后棒材的殘余撓度和隱患撓度分別為0.64 mm/m和0.202 4 mm/m,預測棒材彈復后的直線度小于0.85 mm/m,與傳統設計方法相比矯直精度有一定提高,但是要達到0.3 mm/m的矯直精度,還需繼續通過優化工藝及進一步修正輥型曲線來實現。

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(編輯 葛趙青)

Design Method of Roller Shape for Bar Two-Roll Straightener Based on Plastic 5εtand Neutral Layer Offset

MA Lifeng1,2,MA Ziyong1,MA Lidong1,HUANG Qingxue1,WANG Yufeng3,MA Bing1

(1. Metallurgical Equipment Design Theory and Technology Key Laboratory of Shanxi Province, Taiyuan University of Science and Technology, Taiyuan 030024, China; 2. Supperplasticity and Plasticity Institute, Jilin University, Changchun 130000,China; 3. New No.1 Rolling Mill, Shijiazhuang Iron and Steel Co., Ltd., Shijiazhuang 050031, China)

According to the bar straightening process features and wear area of straightening roll, the design method of “three-stage concave roll and two-stage convex roll” was put forward to improve the straightening accuracy of two-roll straighter. In the design process, based on the bar deformation rule, the principle of 5εtfitting was put forward to describe the stress-strain relationship more accurately and effectively. On the basis of fitting rule and micro-element method, the stress state of metal inside the bar and the neutral layer offset were analyzed, then the bending moment ratio including hardening coefficient and neutral layer offset was deduced. From the comprehensive analysis of the relation of straightening force with the roller wear, as well as the effects of residual stress and elastic core on the hidden deflection, the range of reverse bend curvature ratio of roller lumbar segment was determined for different bar sizes, and hence the wear of roller surface could be slowed down, and the defect of unstable straightening quality caused by residual stress response was overcome greatly. Based on the proposed theory and method, the specific design example was provided to simulate the straightening process, and each parameter which might affect the straightening accuracy was analyzed. It can be found that the straightening accuracy of the designed roll shape could reach to 0.64 mm/m, the hidden deflection was 0.202 4 mm/m, and the prediction accuracy after straightening was less than 0.85 mm/m. The stability and reliability of the bar straightening were guaranteed, and the correctness and effectiveness of the theory and design method were verified.

two-roll straightener; 5εtfitting; neutral layer offset; elastic core; numerical simulation

2014-12-02。

馬立峰(1977—),男,教授;馬自勇(通信作者),男,碩士生。

國家自然科學基金資助項目(51404160);中國博士后科學基金資助項目(2012M520677);山西省科技攻關資助項目(20130321010-03);山西省高校青年學術帶頭人計劃資助項目(TYAL);太原科技大學研究生科技創新項目(20134021)。

時間:2015-04-29

10.7652/xjtuxb201507013

TG333.2

A

0253-987X(2015)07-0072-10

網絡出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20150429.1437.001.html