鋼管冷軋成型過程有限元分析

鋼管冷軋成型過程有限元分析

0有限元模型的建立連綿材料的形成是一種有限的塑性變形過程，屬于材料、幾何和接觸后的非線性耦合。近年來,國內(nèi)外學(xué)者對鋼管軋制方面研究已經(jīng)取得了一些成果,例如,在國際上,2001年阿根廷的MigueA.Cavaliere利用有限元方法對單機(jī)架軋制后鋼管形狀、應(yīng)力應(yīng)變場分布情況以及不同軋輥孔型下軋件的橫向壁厚進(jìn)行了分析［1］;在國內(nèi),1998年燕山大學(xué)的杜鳳山對單機(jī)架三輥軋制鋼管進(jìn)行了非線性有限元分析［2］;2005年安徽工業(yè)大學(xué)的尹元德對鋼管全浮動芯棒連軋過程建立了有限元對稱模型進(jìn)行了模擬,并分析了連軋過程軋件的應(yīng)力應(yīng)變特點(diǎn)［3］;2006年太原科技大學(xué)的帥美榮對平三角孔型的Y型軋機(jī)軋制無縫鋼管的過程進(jìn)行了計(jì)算機(jī)仿真,并在Y型軋機(jī)上進(jìn)行了初步試驗(yàn)［4］,2008年中國科學(xué)院金屬研究所的吳圣華對三輥冷軋過程中管坯在軋制區(qū)的變形規(guī)律進(jìn)行了研究［5］;2009年東北大學(xué)的高秀華通過有限元方法分析了三輥連軋管與二輥連軋管過程的力能參數(shù)變化特征［6］;?？偨Y(jié)已有的研究工作,對鋼管進(jìn)行單機(jī)架三輥軋制與對稱連軋模型均不能很好的反映實(shí)際中三輥多道軋制的變形規(guī)律及應(yīng)力分布;此外,還不清楚三輥軋制的工藝參數(shù)和軋輥輥型如何影響成品鋼管直徑和壁厚的精度,因?yàn)槔滠堜摴茉诃h(huán)向已經(jīng)沒有對稱性,模擬多道次冷軋鋼管的成型過程需要解決好提高計(jì)算精度和降低計(jì)算規(guī)模方面的問題。本文建立了冷軋鋼管三輥兩道次連軋有限元模型,通過對鋼管三輥Y型兩道次連軋成型過程的數(shù)值模擬,獲得了鋼管橫截面鋼的變形規(guī)律,穩(wěn)定軋制階段的應(yīng)力分布,繪制了冷軋過程中鋼管在不同位置的三向應(yīng)力分布曲線,根據(jù)應(yīng)力分布特點(diǎn)分析了影響鋼管壁厚和直徑精度的因素。文中工作可以作為冷軋鋼管成型工藝設(shè)計(jì)的參考,對優(yōu)化三輥Y型軋機(jī)成型的輥型設(shè)計(jì)有參考價值。1u3000共建正y型-反y型運(yùn)動學(xué)Y型三輥兩道冷軋鋼管的管坯材質(zhì)Q235,彈性模量為210GPa,泊松比為0.3,初始屈服應(yīng)力σs=240MPa,強(qiáng)度極限σb=420MPa。兩道軋輥為正Y型-反Y型布置,第一架孔徑為Φ200.4mm,第二架孔徑為Φ200mm,兩架軋機(jī)間距取1200mm,芯棒直徑為180mm,軋輥與芯棒均視為剛形體,管坯與軋輥間的摩擦系數(shù)為0.3。管坯:Φ202mm×11mm,長度為2000mm;管坯共劃分16200單元,21744個節(jié)點(diǎn)。計(jì)算中采用多線性隨動強(qiáng)化材料模型和Von-Mi-ses屈服準(zhǔn)則,接觸算法采用直接約束法。三輥冷連軋有限元模型以及邊界條件如圖1所示。2u3000輥縫的截面形狀經(jīng)過有限元仿真模擬,可以觀察到管坯連軋成型過程從咬入、減徑、減壁到輾軋拋出的變形過程,如圖2所示。圖2a為初始坯料的斷面形狀,圖2b為第一道正Y型三輥軋制階段坯料的斷面形狀,從截面形狀的變化情況可以看出,軋輥首先與管坯接觸造成較大的徑向壓縮,隨著壓下量的增大,軋輥與管坯的接觸面積逐漸增加。而對于在輥縫處的金屬坯料由于沒有與軋輥接觸,故由于與其近鄰的金屬坯料受到軋輥較大的減壁量,造成金屬向輥縫處流動,使得金屬堆積積壓,輥縫處的壁厚明顯增加,金屬在此處形成了很明顯的三個凸起。圖2c為第二道反Y型三輥軋制階段坯料的斷面形狀,該道軋制主要為了消除第一道軋制后輥縫處形成的金屬凸起,從圖2d可以明顯的看到截面在兩道軋制完成后,其形狀基本為圓形,沒有明顯的金屬凸起,且金屬管坯各處壁厚均勻。2.1第二架輥縫處的應(yīng)力通過模擬計(jì)算,提取了鋼管在穩(wěn)定軋制階段的等效應(yīng)力與應(yīng)變,如圖3a、3b所示?？梢钥闯?鋼管最大等效應(yīng)力為383.6MPa,等效應(yīng)變?yōu)?.2196,發(fā)生在管坯與第二架軋輥接觸的區(qū)域,且輥縫處應(yīng)力最小,這是由于鋼管在第一道軋制成型后輥縫處形成了凸耳,當(dāng)?shù)谝患苘堓佪伩p處的金屬通過第二架軋輥時,輥縫處的金屬剛好處于第二架孔型頂部,此時,有凸耳的地方則發(fā)生較大的壓下量,因而加劇了此處鋼管材料的變形。另外,輥縫處的應(yīng)變最小,與軋輥接觸區(qū)域鋼管的應(yīng)變相對較大,此結(jié)果和文獻(xiàn)［6］的結(jié)果相符,也和生產(chǎn)實(shí)踐結(jié)果符合。2.2第二道軋軋管坯應(yīng)力分析圖4為兩道Y型三輥冷連軋過程示意圖。可以看出,第一道軋輥輥縫在圓周方向分別對應(yīng)30°、150°和270°位置,第二道軋輥輥縫在圓周方向分別對應(yīng)90°、210°和330°位置。冷軋鋼管的應(yīng)力分布在環(huán)向已經(jīng)沒有對稱性,列出全部數(shù)值計(jì)算結(jié)果需要較大篇幅,考慮到鋼管在輥縫位置處發(fā)生了金屬的凸起,環(huán)向重點(diǎn)分析了鋼管在輥縫方位的應(yīng)力分布,在徑向重點(diǎn)分析了鋼管內(nèi)外表面的應(yīng)力,這些應(yīng)力包括徑向應(yīng)力,環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力。圖5為穩(wěn)定軋制階段鋼管沿軸線方向的三向正應(yīng)力分布曲線,圖5a、b分別為第一架輥縫方向外徑與內(nèi)壁應(yīng)力分布曲線,圖5c、d分別為第二架輥縫方向外徑與內(nèi)壁應(yīng)力分布曲線。其中,Sz為軸向應(yīng)力、Sy為環(huán)向應(yīng)力、Sx為徑向應(yīng)力。由圖5a、b可知,在第一架輥縫方向,穩(wěn)定軋制階段管坯外徑三向應(yīng)力幾乎接近于零,這是由于輥縫處的金屬不與軋輥接觸,處于自由狀態(tài),經(jīng)第二道軋輥時,管坯受三向壓應(yīng)力狀態(tài),此應(yīng)力分布有利于減少第一架輥縫形成的金屬凸起物的尺寸,使其變形后壁厚接近成成品鋼管的壁厚,最大軸向壓應(yīng)力數(shù)值為300MPa,環(huán)向壓應(yīng)力數(shù)值小于軸向壓應(yīng)力,約為100MPa;在內(nèi)壁,穩(wěn)定軋制階段的環(huán)向應(yīng)力和徑向應(yīng)力接近為零,而軸向應(yīng)力為壓應(yīng)力,數(shù)值接近100MPa,在經(jīng)過第二道軋制后,應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生了很大變化。由圖5c、d可知,在第二架輥縫方向,穩(wěn)定軋制階段管坯外徑的徑向應(yīng)力接近于零,環(huán)向應(yīng)力也為壓應(yīng)力,數(shù)值約為80MPa,此時的拉伸的軸向應(yīng)力為壓應(yīng)力,數(shù)值約為120MPa,鋼管進(jìn)入第二道軋輥時,鋼管的軸向應(yīng)力有跳躍現(xiàn)象,經(jīng)歷第二道次的軋制,鋼管的軸向應(yīng)力經(jīng)歷了從壓縮變?yōu)槔煸購睦熳優(yōu)閴嚎s,環(huán)向應(yīng)力接近為零;在內(nèi)壁,穩(wěn)定軋制階段的環(huán)向應(yīng)力接近于零,徑向受壓應(yīng)力,數(shù)值約為100MPa,而軸向受拉應(yīng)力,數(shù)值約為200MPa,在經(jīng)過第二道軋制后,輥縫處三向應(yīng)力接近為零。圖6a、b分別為在第一架軋輥下方B位置下沿圓周方向鋼管外徑和內(nèi)壁應(yīng)力分布曲線,圖6c、6d分別為在第二架軋輥下方D位置下沿圓周方向外徑和內(nèi)壁應(yīng)力分布曲線(B,D位置見圖2)。通過對圖6中B、C、D、E四處三向應(yīng)力的對比分析,管坯經(jīng)兩道軋制成型過程具有如下特點(diǎn):(1)軸向應(yīng)力比較。從圖6a、6b的軸向應(yīng)力分布可見,在管坯經(jīng)過第一架軋輥時,在外徑,軸向應(yīng)力沿周向經(jīng)歷了拉-壓-拉的循環(huán),最大軸向壓應(yīng)力為280MPa,靠近輥縫臨近的位置,在輥縫位置應(yīng)力接近于零。在內(nèi)壁,軸向應(yīng)力均為拉應(yīng)力,最大拉應(yīng)力為150MPa,發(fā)生在與軋輥接觸的30度位置,最小軸向應(yīng)力發(fā)生在輥縫附近位置;從圖6c、6d的軸向應(yīng)力分布可見,在管坯經(jīng)過第二架軋輥時,在外徑鋼管周向都經(jīng)歷了壓-拉-壓的循環(huán),且以拉應(yīng)力為主,最大軸向拉應(yīng)力為250MPa,發(fā)生在第二架軋輥的輥縫位置。內(nèi)壁具有相似的規(guī)律;從圖6e、6f的軸向應(yīng)力分布可見,鋼管在經(jīng)過兩架軋機(jī)的應(yīng)力分布規(guī)律相似,在輥縫附近為軸向拉應(yīng)力,其余地方主要表現(xiàn)為壓應(yīng)力,且經(jīng)過第一架軋輥下方的管坯最大壓應(yīng)力為150MPa,經(jīng)過第二架軋輥下方的管坯最大壓應(yīng)力為200MPa左右。(2)環(huán)向應(yīng)力比較。從圖6a、6b的環(huán)向應(yīng)力分布可見,在管坯經(jīng)過第一架軋輥時,在外徑均為壓應(yīng)力,且最大環(huán)向壓應(yīng)力為300MPa,發(fā)生在第一架軋輥的輥縫位置,在內(nèi)壁有相似的規(guī)律。從圖6c、6d的環(huán)向應(yīng)力分布可見,在管坯經(jīng)過第二架軋輥時,在外徑,應(yīng)力均為壓應(yīng)力,最大壓應(yīng)力為300MPa,發(fā)生在第一架輥縫臨近位置,而環(huán)向應(yīng)力在輥縫位置最小。內(nèi)壁具有相似的規(guī)律;從圖6e、6f的環(huán)向應(yīng)力分布可見,鋼管在經(jīng)過兩架軋機(jī)的應(yīng)力分布規(guī)律相似,管坯在圓周方向經(jīng)受拉-壓-拉的循環(huán),最大應(yīng)力分布在50MPa左右。(3)徑向應(yīng)力比較。徑向應(yīng)力在軋制過程中,在輥縫位置始終受徑向力最小。在B位置軋制成型過程,外徑最大徑向應(yīng)力為450MPa,發(fā)生在軋輥正下方,內(nèi)壁具有和外徑相似的規(guī)律;在D位置軋制成型過程,外徑和內(nèi)壁徑向應(yīng)力分布和第一道軋制過程類似;而在C和E位置軋制過程,徑向應(yīng)力較小。(4)對穩(wěn)定軋制階段位于鋼管外徑和內(nèi)壁之間的三向應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行分析,可知此部分的應(yīng)力對鋼管的殘余應(yīng)力有明顯的影響,但對鋼管直徑和壁厚精度的影響較小,圖略。2.3鋼管的金相缺陷圖7繪制了鋼管冷軋成型過程直徑和壁厚沿圓周方向的分布圖。從圖中可以看出,在鋼管通過第一架軋輥以后和進(jìn)入第二架軋輥以前,即鋼管位于位置C時(圖4),在輥縫方向,可以看到鋼管有明顯的金屬凸起物;在鋼管脫開第二架軋輥以后,即鋼管位于E位置時(圖4),經(jīng)歷第一道軋制后直徑和壁厚產(chǎn)生的凸起變形基本消失,而在經(jīng)過第二架軋輥的輥縫方向產(chǎn)生較小的凸起,鋼管的直徑和壁厚已經(jīng)接近成品鋼管的直徑和壁厚。直徑和壁厚沿環(huán)向的分布規(guī)律和文獻(xiàn)吻合。以上結(jié)果表明,在減徑量較小的條件下,采用二道冷軋成型可以較好的消除輥縫處的金屬突起變形。從圖7可以看出,輥縫的存在會導(dǎo)致鋼管在此處形成金屬的凸起,導(dǎo)致鋼管在輥縫處的直徑和壁厚偏離設(shè)計(jì)數(shù)值,增加軋制道次有助于減小金屬凸起的尺寸,使鋼管的直徑與壁厚接近設(shè)計(jì)數(shù)值。3鋼管y型三輥u2004模型的模擬分析(1)本文采用MSC.MARC軟件,考慮了彈塑性大變形和接觸非線性有限元法,建立了鋼管兩道Y型三輥冷軋成型