全浮动芯棒连轧管过程三维有限元分析

全浮动芯棒连轧管过程三维有限元分析

由于其高产量、钢管质量好、可以切割长管，能承受较大的变形损失和较低的生产成本，已成为世界各国和中国的优质钢铁公司。目前，小型（小于139.7mm）生产中的精细电线绕立管是最经济和重要的方法。世界许多国家和中国的钢铁公司使用浮动插杆连接技术。由于自由芯的速度变化，整个浮升连接过程中的金属三维流动和不均匀塑性变形更复杂。连通式技术的设计是否合理，直接影响到装饰后管道的尺寸精度和表面质量。因此，我们对整个波动管的过程中相关的复杂三维金属流动机进行了理论分析，阐明了三维热耦合塑性变形规律，优化了连通式技术的控制方案，提高了折断质量。这具有重要的理论意义和实际应用价值。与传统上的经验试凑(错)法(trialanderrormethod)相比,以有限元法(FEM)为重要内容的现代计算机辅助工程(CAE)技术能够显著地提高工艺设计质量并降低成本.在处理多阶段、多因素条件下几何、材料和接触非线性的金属复杂三维塑性变形问题时,有限元模拟仿真能够有效地计算应力场、应变场和温度场并模拟完整的塑性成形工艺过程.由于计算机能力限制,在对金属复杂三维塑性变形进行理论解析和数值模拟时人们曾对模拟对象进行了许多简化处理,例如Cavaliere等在对芯棒轧管模拟过程中假设高温流变应力为常数且不考虑机架间张力作用.本文应用MSC.Marc2005三维热力耦合有限元模拟仿真软件,以ϕ152.5mm×5.75mm为典型轧制规格,针对八机架全浮动芯棒连轧管过程实现了全三维热力耦合弹塑性有限元模拟仿真,揭示出连轧管过程金属复杂三维塑性变形特点,获得了连轧管应力场、应变场、温度场和钢管外径和壁厚不均匀变化规律以及浮动芯棒运动速度变化的特点,为优化连轧管工艺、提高钢管质量提供了科学的理论依据.1连轧工艺参数的确定管坯首先经过环形加热炉、狄塞尔式穿孔机和六机架三辊式空减机形成进连轧机所需的减径空心坯.将空减坯套在自由浮动的长芯棒上,在荒管连轧过程中采用不同系列椭圆-圆孔型系统轧制相关规格荒管.连轧管过程是将毛坯管套在长芯棒上,经过相邻机架(八机架)辊缝互错90°的连轧机轧成荒管.同一种外径都是在同一套孔型系统里生产,而不同壁厚是通过不同直径的芯棒来获得的.为提高芯棒使用寿命、改善钢管内表面质量、降低轧制负荷等,芯棒表面需进行润滑,因此其摩擦因数明显小于荒管和轧辊的接触摩擦因数.钢管材质为20#钢,其高温流动应力是应变量、应变速率和温度的函数.选择152.5系列椭圆-圆连轧孔型系统,轧制规格为ϕ152.5mm×5.75mm.在连轧机入口处空减坯初始尺寸为ϕ179.0mm×15.5mm,初始温度为1050℃.芯棒ϕ136.5mm,温度为80℃.其他连轧工艺参数如表1所示.2有限模型及相关边界条件的连接2.1热流强度的测定对于体积V、密度ρ、边界S的连续介质,热力耦合能量守恒方程为:∫V∫V{ρ(Q¯¯¯−dUdt)+σij∂vi∂xj}dV={ρ(Q¯-dUdt)+σij∂vi∂xj}dV=∫S∫SHdS(1)式中,σij是应力,vi是速度场,U是给定内能,Q¯¯¯Q¯是给定体积热流,H是边界S上的单位面积的热流强度,xj是坐标.2.2相对滑动速度t接触问题中常采用滑动库仑摩擦模型、剪切摩擦模型和粘-滑摩擦模型.其中修正的滑动库仑摩擦模型为:σfr≤−μσn2πarctan(vrrvcnst)t(2)σfr≤-μσn2πarctan(vrrvcnst)t(2)式中,σfr为切向(摩擦)应力;σn为等效剪应力;μ为库仑摩擦因数;t为相对滑动速度方向的切向单位矢量,即t=vr|vv|t=vr|vv|;vr为相对滑动速度;rvcnst为发生滑动时接触体之间的临界相对速度.2.3u3000连轧管耦合弹塑性大变形模型考虑模型对称性,建立1/4对称性有限元模型,将荒管定义为弹塑性变形接触体,各道次轧辊和芯棒均定义为刚性接触体.建立摩擦边界条件时,选择修正的滑动库仑摩擦模型,荒管和轧辊之间摩擦因数为μt,r=0.3;因芯棒表面润滑剂作用,荒管和芯棒之间摩擦因数为μt,m=0.07.荒管材料泊松比为0.3,密度为7.83×10-3?g·mm-3.为节约计算时间,第1号机架与第2号机架间距取200mm,第7号机架与第8号机架间距取100mm,其余各机架间距均取150mm,轧件初始长度取800mm,选择八节点六面体等参单元,共用1440个单元,3079个节点.选择更新的Lagrange算法、Prandtl-Reuss流动方程以及VonMises屈服准则模拟连轧管过程热力耦合弹塑性大变形问题.有限元模型如图1所示.传热条件包括荒管与轧辊之间以及荒管与芯棒之间的接触传热及荒管自由表面与环境的对流传热和辐射传热.荒管与周围环境对流和辐射换热的边界条件可写为:q=−λ(∂t∂n)=α(t−t∞).q=-λ(∂t∂n)=α(t-t∞).式中,t为荒管表面温度,t∞为环境温度,α为换热系数.换热系数α可写成对流换热系数h与等效辐射换热系数hr之和.α取为0.17kW·m-2·℃-1.荒管与轧辊之间以及荒管与芯棒之间的接触热传导一般用接触热传导系数来处理两个固体之间的接触传热问题.接触热传导系数不仅与界面的表面状况有关,而且取决于接触压力的大小.接触传热边界条件可表示为:q=hc(t-td).式中,hc为接触热传导系数,td和t为接触体表面温度.荒管与轧辊之间以及荒管与芯棒之间的接触传热系数hc取为20kW·m-2·℃-1,功热转换系数取0.9.3连轧机减壁与径向的变化3.1连轧管过程荒管外径与壁厚不均匀变形ϕ152.5mm×5.75mm轧制规格连轧管过程各阶段荒管头部、中部和尾部发生的不均匀塑性变形和网格畸变情况如图2所示.随增量步增加,由于各道次孔型和芯棒与荒管接触的非同时性和孔型变形的不均匀性,使得荒管横断面各处金属沿轧制方向(即Z轴方向)流动速度显著不同,尤其是荒管头部和尾部轧后不均匀塑性变形最为严重,其尾部已呈现燕尾形几何缺陷.从图3(a)中可见,连轧管机组减壁量主要在前4架,占总减壁量的60%以上,第5,6机架采用较小的减壁量,使壁厚均匀、形状圆整,第7,8架不再减壁并且孔型设计成使轧件和芯棒产生间隙,为脱棒创造条件.在第1至第5道次沿X方向壁厚总体呈减小趋势,在第6至第8道次沿X方向壁厚变化不大;另外,在第1至第5道次沿Y方向壁厚总体呈减小趋势,在第6至第8道次Y方向壁厚变化趋于一致.在第6道次沿X方向壁厚有少量增加,说明金属有横向流动.从图3(b)中可见,连轧管机组减径量主要在前4架,占总减径量的60%以上,第5,6机架采用较小的减径量,第7,8架减径量很小,使荒管形状圆整.在第1,3道次沿X方向(即孔型辊缝方向)荒管外径依次增加,在第2,4道次沿X方向(为相应道次孔型槽底法线方向)外径减小;在第1,3道次沿Y方向(即孔型槽底法线方向)外径减小,在第2,6道次沿Y方向(即孔型辊缝方向)外径有所增加,这是由于相邻机架垂直布置,分别从X和Y方向交替施加塑性变形所致,同时随轧制道次增加,X和Y方向钢管外径变化幅度逐渐减小;在第6道次以后,沿X和Y方向钢管外径变化很小且趋于一致.3.2稳定连轧阶段,根据形态变化曲线.《第7,8道次易图4(a)和(b)为连轧管各道次轧制力模拟值和轧制力实测值随增量步的变化曲线.可见在稳定连轧阶段,轧制力模拟值总体上依轧制道次增加而呈递减趋势并且在第7,8道次趋于零,但在第4道次轧制力稍高于第3道次轧制力.在稳定的连轧阶段各道次轧制力模拟值与实测值吻合较好.3.3非稳定4道次制冷.图5为ϕ152.5mm×5.75mm规格连轧管过程全浮动芯棒速度随增量步变化规律.可见,全浮动芯棒的运动速度开始大于零的时刻稍滞后于第1道次轧制力开始大于零的时刻.这是因为进连轧机时空减坯与芯棒之间存在5.75mm的原始间隙.在荒管头部穿过各机架的非稳定轧制阶段,芯棒速度呈加速上升趋势;在荒管的稳定连轧阶段(约为2000~3000增量步之间),芯棒速度变化不大(平均为3436.55mm·s-1),处于速度较为稳定的运动阶段;在荒管尾部脱离各机架的非稳定轧制阶段,芯棒速度又呈加速上升趋势;其最大速度为5987.48m·s-1.4连轧管孔径和壁厚变化规律(1)全浮动芯棒连轧管过程因各机架轧辊孔型和芯棒与荒管接触的非同时性及孔型变形的不均匀性,使得荒管横断面各点金属纵向流速显著不同,头部、尾部不均匀变形最为严重,轧后荒管呈燕尾形.(2)连轧管外径和壁厚变化特点是:在初始轧制道次,沿孔型辊缝方向外径显著增加,沿孔型槽底法线方向外径明显减小,壁厚总体呈减小趋势.减壁量和减径量主要在前4架,分别占总减壁量和总