全浮動芯棒連軋管過程三維有限元分析

全浮動芯棒連軋管過程三維有限元分析

由于其高產(chǎn)量、鋼管質(zhì)量好、可以切割長管，能承受較大的變形損失和較低的生產(chǎn)成本，已成為世界各國和中國的優(yōu)質(zhì)鋼鐵公司。目前，小型（小于139.7mm）生產(chǎn)中的精細(xì)電線繞立管是最經(jīng)濟(jì)和重要的方法。世界許多國家和中國的鋼鐵公司使用浮動插桿連接技術(shù)。由于自由芯的速度變化，整個(gè)浮升連接過程中的金屬三維流動和不均勻塑性變形更復(fù)雜。連通式技術(shù)的設(shè)計(jì)是否合理，直接影響到裝飾后管道的尺寸精度和表面質(zhì)量。因此，我們對整個(gè)波動管的過程中相關(guān)的復(fù)雜三維金屬流動機(jī)進(jìn)行了理論分析，闡明了三維熱耦合塑性變形規(guī)律，優(yōu)化了連通式技術(shù)的控制方案，提高了折斷質(zhì)量。這具有重要的理論意義和實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。與傳統(tǒng)上的經(jīng)驗(yàn)試湊(錯(cuò))法(trialanderrormethod)相比,以有限元法(FEM)為重要內(nèi)容的現(xiàn)代計(jì)算機(jī)輔助工程(CAE)技術(shù)能夠顯著地提高工藝設(shè)計(jì)質(zhì)量并降低成本.在處理多階段、多因素條件下幾何、材料和接觸非線性的金屬復(fù)雜三維塑性變形問題時(shí),有限元模擬仿真能夠有效地計(jì)算應(yīng)力場、應(yīng)變場和溫度場并模擬完整的塑性成形工藝過程.由于計(jì)算機(jī)能力限制,在對金屬復(fù)雜三維塑性變形進(jìn)行理論解析和數(shù)值模擬時(shí)人們曾對模擬對象進(jìn)行了許多簡化處理,例如Cavaliere等在對芯棒軋管模擬過程中假設(shè)高溫流變應(yīng)力為常數(shù)且不考慮機(jī)架間張力作用.本文應(yīng)用MSC.Marc2005三維熱力耦合有限元模擬仿真軟件,以?152.5mm×5.75mm為典型軋制規(guī)格,針對八機(jī)架全浮動芯棒連軋管過程實(shí)現(xiàn)了全三維熱力耦合彈塑性有限元模擬仿真,揭示出連軋管過程金屬復(fù)雜三維塑性變形特點(diǎn),獲得了連軋管應(yīng)力場、應(yīng)變場、溫度場和鋼管外徑和壁厚不均勻變化規(guī)律以及浮動芯棒運(yùn)動速度變化的特點(diǎn),為優(yōu)化連軋管工藝、提高鋼管質(zhì)量提供了科學(xué)的理論依據(jù).1連軋工藝參數(shù)的確定管坯首先經(jīng)過環(huán)形加熱爐、狄塞爾式穿孔機(jī)和六機(jī)架三輥式空減機(jī)形成進(jìn)連軋機(jī)所需的減徑空心坯.將空減坯套在自由浮動的長芯棒上,在荒管連軋過程中采用不同系列橢圓-圓孔型系統(tǒng)軋制相關(guān)規(guī)格荒管.連軋管過程是將毛坯管套在長芯棒上,經(jīng)過相鄰機(jī)架(八機(jī)架)輥縫互錯(cuò)90°的連軋機(jī)軋成荒管.同一種外徑都是在同一套孔型系統(tǒng)里生產(chǎn),而不同壁厚是通過不同直徑的芯棒來獲得的.為提高芯棒使用壽命、改善鋼管內(nèi)表面質(zhì)量、降低軋制負(fù)荷等,芯棒表面需進(jìn)行潤滑,因此其摩擦因數(shù)明顯小于荒管和軋輥的接觸摩擦因數(shù).鋼管材質(zhì)為20#鋼,其高溫流動應(yīng)力是應(yīng)變量、應(yīng)變速率和溫度的函數(shù).選擇152.5系列橢圓-圓連軋孔型系統(tǒng),軋制規(guī)格為?152.5mm×5.75mm.在連軋機(jī)入口處空減坯初始尺寸為?179.0mm×15.5mm,初始溫度為1050℃.芯棒?136.5mm,溫度為80℃.其他連軋工藝參數(shù)如表1所示.2有限模型及相關(guān)邊界條件的連接2.1熱流強(qiáng)度的測定對于體積V、密度ρ、邊界S的連續(xù)介質(zhì),熱力耦合能量守恒方程為:∫V∫V{ρ(Qˉˉˉ?dUdt)+σij?vi?xj}dV={ρ(Qˉ-dUdt)+σij?vi?xj}dV=∫S∫SHdS(1)式中,σij是應(yīng)力,vi是速度場,U是給定內(nèi)能,QˉˉˉQˉ是給定體積熱流,H是邊界S上的單位面積的熱流強(qiáng)度,xj是坐標(biāo).2.2相對滑動速度t接觸問題中常采用滑動庫侖摩擦模型、剪切摩擦模型和粘-滑摩擦模型.其中修正的滑動庫侖摩擦模型為:σfr≤?μσn2πarctan(vrrvcnst)t(2)σfr≤-μσn2πarctan(vrrvcnst)t(2)式中,σfr為切向(摩擦)應(yīng)力;σn為等效剪應(yīng)力;μ為庫侖摩擦因數(shù);t為相對滑動速度方向的切向單位矢量,即t=vr|vv|t=vr|vv|;vr為相對滑動速度;rvcnst為發(fā)生滑動時(shí)接觸體之間的臨界相對速度.2.3u3000連軋管耦合彈塑性大變形模型考慮模型對稱性,建立1/4對稱性有限元模型,將荒管定義為彈塑性變形接觸體,各道次軋輥和芯棒均定義為剛性接觸體.建立摩擦邊界條件時(shí),選擇修正的滑動庫侖摩擦模型,荒管和軋輥之間摩擦因數(shù)為μt,r=0.3;因芯棒表面潤滑劑作用,荒管和芯棒之間摩擦因數(shù)為μt,m=0.07.荒管材料泊松比為0.3,密度為7.83×10-3?g·mm-3.為節(jié)約計(jì)算時(shí)間,第1號機(jī)架與第2號機(jī)架間距取200mm,第7號機(jī)架與第8號機(jī)架間距取100mm,其余各機(jī)架間距均取150mm,軋件初始長度取800mm,選擇八節(jié)點(diǎn)六面體等參單元,共用1440個(gè)單元,3079個(gè)節(jié)點(diǎn).選擇更新的Lagrange算法、Prandtl-Reuss流動方程以及VonMises屈服準(zhǔn)則模擬連軋管過程熱力耦合彈塑性大變形問題.有限元模型如圖1所示.傳熱條件包括荒管與軋輥之間以及荒管與芯棒之間的接觸傳熱及荒管自由表面與環(huán)境的對流傳熱和輻射傳熱.荒管與周圍環(huán)境對流和輻射換熱的邊界條件可寫為:q=?λ(?t?n)=α(t?t∞).q=-λ(?t?n)=α(t-t∞).式中,t為荒管表面溫度,t∞為環(huán)境溫度,α為換熱系數(shù).換熱系數(shù)α可寫成對流換熱系數(shù)h與等效輻射換熱系數(shù)hr之和.α取為0.17kW·m-2·℃-1.荒管與軋輥之間以及荒管與芯棒之間的接觸熱傳導(dǎo)一般用接觸熱傳導(dǎo)系數(shù)來處理兩個(gè)固體之間的接觸傳熱問題.接觸熱傳導(dǎo)系數(shù)不僅與界面的表面狀況有關(guān),而且取決于接觸壓力的大小.接觸傳熱邊界條件可表示為:q=hc(t-td).式中,hc為接觸熱傳導(dǎo)系數(shù),td和t為接觸體表面溫度.荒管與軋輥之間以及荒管與芯棒之間的接觸傳熱系數(shù)hc取為20kW·m-2·℃-1,功熱轉(zhuǎn)換系數(shù)取0.9.3連軋機(jī)減壁與徑向的變化3.1連軋管過程荒管外徑與壁厚不均勻變形?152.5mm×5.75mm軋制規(guī)格連軋管過程各階段荒管頭部、中部和尾部發(fā)生的不均勻塑性變形和網(wǎng)格畸變情況如圖2所示.隨增量步增加,由于各道次孔型和芯棒與荒管接觸的非同時(shí)性和孔型變形的不均勻性,使得荒管橫斷面各處金屬沿軋制方向(即Z軸方向)流動速度顯著不同,尤其是荒管頭部和尾部軋后不均勻塑性變形最為嚴(yán)重,其尾部已呈現(xiàn)燕尾形幾何缺陷.從圖3(a)中可見,連軋管機(jī)組減壁量主要在前4架,占總減壁量的60%以上,第5,6機(jī)架采用較小的減壁量,使壁厚均勻、形狀圓整,第7,8架不再減壁并且孔型設(shè)計(jì)成使軋件和芯棒產(chǎn)生間隙,為脫棒創(chuàng)造條件.在第1至第5道次沿X方向壁厚總體呈減小趨勢,在第6至第8道次沿X方向壁厚變化不大;另外,在第1至第5道次沿Y方向壁厚總體呈減小趨勢,在第6至第8道次Y方向壁厚變化趨于一致.在第6道次沿X方向壁厚有少量增加,說明金屬有橫向流動.從圖3(b)中可見,連軋管機(jī)組減徑量主要在前4架,占總減徑量的60%以上,第5,6機(jī)架采用較小的減徑量,第7,8架減徑量很小,使荒管形狀圓整.在第1,3道次沿X方向(即孔型輥縫方向)荒管外徑依次增加,在第2,4道次沿X方向(為相應(yīng)道次孔型槽底法線方向)外徑減小;在第1,3道次沿Y方向(即孔型槽底法線方向)外徑減小,在第2,6道次沿Y方向(即孔型輥縫方向)外徑有所增加,這是由于相鄰機(jī)架垂直布置,分別從X和Y方向交替施加塑性變形所致,同時(shí)隨軋制道次增加,X和Y方向鋼管外徑變化幅度逐漸減小;在第6道次以后,沿X和Y方向鋼管外徑變化很小且趨于一致.3.2穩(wěn)定連軋階段,根據(jù)形態(tài)變化曲線.《第7,8道次易圖4(a)和(b)為連軋管各道次軋制力模擬值和軋制力實(shí)測值隨增量步的變化曲線.可見在穩(wěn)定連軋階段,軋制力模擬值總體上依軋制道次增加而呈遞減趨勢并且在第7,8道次趨于零,但在第4道次軋制力稍高于第3道次軋制力.在穩(wěn)定的連軋階段各道次軋制力模擬值與實(shí)測值吻合較好.3.3非穩(wěn)定4道次制冷.圖5為?152.5mm×5.75mm規(guī)格連軋管過程全浮動芯棒速度隨增量步變化規(guī)律.可見,全浮動芯棒的運(yùn)動速度開始大于零的時(shí)刻稍滯后于第1道次軋制力開始大于零的時(shí)刻.這是因?yàn)檫M(jìn)連軋機(jī)時(shí)空減坯與芯棒之間存在5.75mm的原始間隙.在荒管頭部穿過各機(jī)架的非穩(wěn)定軋制階段,芯棒速度呈加速上升趨勢;在荒管的穩(wěn)定連軋階段(約為2000~3000增量步之間),芯棒速度變化不大(平均為3436.55mm·s-1),處于速度較為穩(wěn)定的運(yùn)動階段;在荒管尾部脫離各機(jī)架的非穩(wěn)定軋制階段,芯棒速度又呈加速上升趨勢;其最大速度為5987.48m·s-1.4連軋管孔徑和壁厚變化規(guī)律(1)全浮動芯棒連軋管過程因各機(jī)架軋輥孔型和芯棒與荒管接觸的非同時(shí)性及孔型變形的不均勻性,使得荒管橫斷面各點(diǎn)金屬縱向流速顯著不同,頭部、尾部不均勻變形最為嚴(yán)重,軋后荒管呈燕尾形.(2)連軋管外徑和壁厚變化特點(diǎn)是:在初始軋制道次,沿孔型輥縫方向外徑顯著增加,沿孔型槽底法線方向外徑明顯減小,壁厚總體呈減小趨勢.減壁量和減徑量主要在前4架,分別占總減壁量和總