王鳳平,孫會朝,馬光亭,王培文,王文生

(1.萊蕪職業(yè)技術(shù)學院機電系,山東萊蕪,271104;2.萊蕪鋼鐵集團有限公司技術(shù)研發(fā)中心,山東萊蕪,271104)

隨著我國H型鋼需求量和產(chǎn)量的不斷增長,對于H型鋼軋制的理論研究也在不斷深化。目前,眾多研究人員采用有限元方法對H型鋼軋制過程進行分析。朱國明等[1-4]采用彈塑性熱力耦合有限元方法,完成了大型H型鋼全軋程三維熱力耦合仿真分析,并進一步對大型H型鋼軋后殘余應(yīng)力進行仿真分析,提出了控制大型H型鋼殘余應(yīng)力的方法;奚鐵等[5-6]借助有限元分析軟件SuperFo rm對H型鋼開坯軋制及萬能軋制過程進行了模擬;徐旭東等[7-8]利用有限元分析方法對H型鋼軋制及軋后冷卻過程進行二維溫度場的模擬,同時采用顯式動力學有限元分析方法,模擬了不同變形參數(shù)下H型鋼的萬能軋制過程。

在H型鋼軋制過程中,由于腹板和翼緣的壓下量分布不均和延伸不平衡,導致腹板內(nèi)部存在很大的附加應(yīng)力,當翼緣的延伸率與腹板的延伸率比值(以下簡稱腿腰延伸比)超過某臨界值時,腹板受到的附加壓應(yīng)力超過其屈服極限,腹板產(chǎn)生屈曲失穩(wěn),最終形成腹板波浪。

本文采用有限元分析方法,通過調(diào)整腿腰延伸比,對H型鋼萬能軋制過程中出現(xiàn)的腹板波浪現(xiàn)象進行研究,確定在相應(yīng)孔型中出現(xiàn)腹板波浪的腿腰延伸比臨界值,以期為H型鋼軋制工藝參數(shù)的優(yōu)化提供參考。

1 軋制工況

選擇HN 800 mm×300 mm連軋過程第5連軋道次的第9萬能軋制道次(UR)作為研究對象,軋制工藝參數(shù)如表1所示,軋制孔型及來料斷面形狀如圖1所示。該道次軋制初始溫度場通過全軋程熱力耦合的方法得到,軋件斷面溫度場的分布云圖如圖2所示。

表1 軋制工藝參數(shù)Table 1 Rolling parameters

圖1 UR軋機孔型圖和來料斷面形狀Fig.1 Sketch of the pass system and stock of UR rollingm ill

圖2 軋件斷面溫度場的分布云圖Fig.2 Temperature distribution of stock section

2 仿真模型與仿真工況

2.1 主要邊界條件

在H型鋼熱軋過程中,高溫下的軋件通過軋輥的作用產(chǎn)生變形,隨著軋制過程的進行,軋件與周圍環(huán)境的熱交換異常復雜,包括軋件與軋輥、傳送輥道、軋輥冷卻水的熱交換以及與周圍空氣之間的輻射傳熱和對流傳熱等。軋件表面與周圍空氣的對流傳熱為自然對流下的紊流狀態(tài),對流產(chǎn)生的熱流密度

式中:hn為對流換熱系數(shù);Tw為軋件表面溫度,K;Tf為環(huán)境溫度,K。針對紊流狀態(tài),有:

式中:Nu為努賽爾數(shù);Gr為格拉曉夫數(shù);Pr為空氣的普朗特數(shù);α為空氣的體積膨脹系數(shù);d為尺寸特性系數(shù),取為0.8;v為空氣的運動黏度;λa為空氣的熱導率。

軋件表面與周圍空氣的輻射傳熱系數(shù)

式中:εs為表面發(fā)射率,取為0.8;cb為黑體輻射系數(shù),cb=5.669 W/(m2·K4)。

通過熱模擬實驗得出Q235B鋼的導熱系數(shù)和比熱容與溫度之間的關(guān)系曲線如圖3所示。

假設(shè)軋制變形過程中塑性功轉(zhuǎn)換為熱的有效系數(shù)為0.9。軋輥采用剛性輥,軋制過程中軋輥表面溫度呈周期性變化,其高溫峰值出現(xiàn)在變形區(qū)出口,對于熱軋板帶,該溫度可高達500℃,而在變形區(qū)入口,軋輥表面溫度降至100℃以下。由于本文的研究對象為軋件,在此不考慮軋輥的溫度場變化,可假設(shè)軋輥溫度恒為300℃。軋輥與軋件之間的熱交換主要以熱傳導的方式進行,在變形區(qū)內(nèi),軋輥與軋件的接觸、軋件表面與周圍環(huán)境的對流和輻射熱交換這兩個邊界條件自動轉(zhuǎn)換為軋件與軋輥之間的熱傳導,綜合考慮以上條件,計算時傳熱系數(shù)設(shè)為50 kW/(m2·K)。

圖3 Q235B鋼導熱系數(shù)和比熱容與溫度之間的關(guān)系Fig.3 Relationship between thermal conductivity,specific heat capacity of Q235B steel and temperature

2.2 有限元模型的建立

建立有限元模型時,定義X方向為腹板寬度方向、Y方向為翼緣寬展方向、Z方向為軋制方向。在軋制過程中,軋輥與軋件之間的接觸定義為面對面接觸方式,軋輥與軋件之間的摩擦采用庫侖摩擦模型,摩擦系數(shù)設(shè)為0.35。UR孔型網(wǎng)格如圖4所示。

圖4 UR孔型網(wǎng)格圖Fig.4 Mesh for the pass type of UR rolling mill

2.3 仿真工況

以第9萬能軋制道次的軋制規(guī)程為基準,通過改變H型鋼軋制時翼緣和腹板的壓下量來調(diào)整腿腰延伸比λ,制定了16個仿真工況,如表2所示。

表2 仿真工況基本參數(shù)Table 2 Basic parameters of simulation model

3 仿真結(jié)果與分析

通過提取腹板上表面節(jié)點的計算結(jié)果,來比較不同工況下的腹板變形情況。在水平輥壓下方向上的軋件將會出現(xiàn)整體位移的現(xiàn)象。在局部范圍內(nèi),由于存在位移差,在模擬軋制位移云圖中將會呈現(xiàn)不同顏色,這樣一來,可以通過不同工況的相同時刻下水平輥壓下方向的軋件位移云圖來判斷是否出現(xiàn)腹板波浪。工況12和工況16是兩個典型工況,其軋制位移云圖如圖5所示,從圖5中可以很容易看出,工況12出現(xiàn)了腹板軋制波浪,而工況16在軋制過程中沒有出現(xiàn)腹板波浪。16個工況的仿真結(jié)果如表3所示。從表3中可以看出,當λ<0.93時,H型鋼出現(xiàn)腹板波浪。

為了對腹板波浪的產(chǎn)生原因進行更細致的分析,需要提取軋件中間部位關(guān)鍵點及路徑的仿真數(shù)據(jù),如圖6所示。工況12和工況16相同路徑上的節(jié)點坐標如圖7所示。從圖7中可以看出,對于工況16,沿軋件長度方向,軋后腹板中心路徑上的節(jié)點坐標變化不大;而對于工況12,軋后腹板中心路徑上出現(xiàn)明顯的波浪。提取兩個工況下軋件在如圖6所示關(guān)鍵點的位移-時間歷程曲線,如圖8所示。

圖5 兩個典型工況的軋制位移云圖Fig.5 Displacement contours of two typical models

表3 不同工況下的仿真結(jié)果Table 3 Results of different simulation models

圖7 兩工況相同路徑節(jié)點坐標Fig.7 Node coordinates on the same path of two typical models

從圖8中可以看出,對于工況12,在軋制過程中,腹板部位關(guān)鍵點的位移在出變形區(qū)后發(fā)生突變,比在變形區(qū)時產(chǎn)生的位移大得多,同時3個關(guān)鍵點出變形區(qū)后的位移方向也不同,從而導致腹板軋制波浪的產(chǎn)生。而找出腹板部位關(guān)鍵點位移突變的根本原因,則需要對軋制過程中腹板部位在軋件長度方向上的應(yīng)力狀態(tài)進行分析。因此,進一步提取了腹板部位關(guān)鍵點在軋制過程中的應(yīng)力-時間歷程曲線,如圖9所示。

圖8 兩工況關(guān)鍵點的位移-時間歷程曲線Fig.8 Display-time curves of the key points on two typical models

圖9 兩工況關(guān)鍵點的應(yīng)力-時間歷程曲線Fig.9 Stress-time curves of the key points on two typicalmodels

從圖9中可以看出,腹板部位關(guān)鍵點沿著軋件長度方向(Z方向)運動,其在變形區(qū)內(nèi)部時承受拉應(yīng)力,當關(guān)鍵點出變形區(qū)后,應(yīng)力狀態(tài)突然變化,由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)換為壓應(yīng)力。如果應(yīng)力狀態(tài)的變化過大,就會破壞腹板的穩(wěn)定性,達到一定程度時則出現(xiàn)腹板軋制波浪。與工況16相比,工況12中腹板部位關(guān)鍵點所受壓應(yīng)力要大40～50 M Pa,這正是導致工況12中H型鋼出現(xiàn)腹板失穩(wěn)和腹板波浪的原因。

4 結(jié)論

(1)H型鋼在軋制過程中產(chǎn)生腹板波浪的主要原因是腿腰延伸比的取值不合理,導致軋件出變形區(qū)后,腹板部位的應(yīng)力狀態(tài)突然改變,由承受拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槌惺軌簯?yīng)力,當壓應(yīng)力增加到一定值時,就會產(chǎn)生腹板軋制波浪。

(2)對于HN 800 mm×300 mm連軋過程第5連軋道次的第9萬能軋制道次而言,當腿腰延伸比小于臨界值0.93時,H型鋼出現(xiàn)腹板軋制波浪。

[1] Zhu Guoming,Kang Yonglin,Chen Wei.3D thermal mechanical coupled elasto-plastic finite element analysis in the w hole rolling process of H-beam[J].Materials Science Forum,2008,575:532-538.

[2] 朱國明,康永林,陳偉.H型鋼多道次可逆開坯軋制過程的三維熱力耦合仿真分析[J].中國機械工程,2007,18(14):1 747-1 751.

[3] 朱國明,康永林,陳偉,等.H型鋼空冷過程中殘余熱應(yīng)力的有限元分析[J].機械工程材料,2008,32(4):77-80.

[4] 朱國明,康永林,陳偉,等.降低H型鋼殘余熱應(yīng)力的三維有限元仿真分析[J].軋鋼,2007,24(1):22-26.

[5] 奚鐵,錢奕峰,章靜.H型鋼開坯軋制變形分析[J].軋鋼,2004,21(6):47-49.

[6] 曹杰,奚鐵,章靜,等.H型鋼萬能軋制變形分析[J].重型機械,2005(1):23-25.

[7] 徐旭東,王秉新,劉相華,等.H型鋼控制冷卻的有限元模擬[J].鋼鐵研究學報,2005,17(2):30-33.

[8] 徐旭東,王秉新,劉相華,等.H型鋼軋制力的數(shù)值模擬分析[J].鋼鐵,2005,40(7):56-59.