陳今良 趙春江 楊廣科 李晉峰

(1.攀枝花學(xué)院材料工程學(xué)院，四川617000;2.太原科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，山西030024;3.太原科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山西 030024)

厚壁鋼管微張力減徑成型熱力耦合模擬與實(shí)驗(yàn)研究

陳今良1，2趙春江2楊廣科3李晉峰2

(1.攀枝花學(xué)院材料工程學(xué)院，四川617000;2.太原科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，山西030024;3.太原科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山西 030024)

根據(jù)微張力減徑工藝，采用大型通用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA對(duì)厚壁微張力減徑過程進(jìn)行三維熱力耦合數(shù)值計(jì)算，得到了鋼管經(jīng)過各個(gè)機(jī)架的應(yīng)力場(chǎng)、應(yīng)變場(chǎng)、溫度場(chǎng)、壁厚分布及軋制力變化以及金屬的不均勻變形狀態(tài)。數(shù)值模擬的結(jié)果能夠較好的反應(yīng)鋼管壁厚不均的成因，為分析產(chǎn)品缺陷，為減徑工藝設(shè)計(jì)提供了指導(dǎo)。

無縫鋼管;微張力減徑;數(shù)值模擬;熱力耦合

微張力減徑是熱軋無縫鋼管生產(chǎn)的一道重要工序，微張力減徑機(jī)(SRM)作為關(guān)鍵設(shè)備直接影響產(chǎn)品的成材率。在微張力減徑過程中金屬變形發(fā)生在三維空間，受到孔型形狀、道次減徑率、機(jī)架距離、張力系數(shù)等多種因素的影響，容易在鋼管的內(nèi)部產(chǎn)生壁厚不均缺陷［1］。國(guó)內(nèi)外有關(guān)的學(xué)者做了大量的研究工作，大多數(shù)對(duì)壁厚不均缺陷只做單純的受力分析，很少將應(yīng)力和溫度進(jìn)行耦合來考慮金屬的流動(dòng)，從而對(duì)壁厚變化進(jìn)行定量的分析研究。本文針對(duì)某鋼廠生產(chǎn)?60 mm×10 mm 45鋼無縫鋼管過程中的6機(jī)架微張力減徑軋制工藝，利用ANSYS/LS-DYNA軟件的非線性有限元法對(duì)后六架微張力減徑過程進(jìn)行三維熱力耦合數(shù)值模擬，分析了鋼管減徑過程中的等效應(yīng)力、等效應(yīng)變、溫度變化以及壁厚變化，為合理制定減徑工藝提供參考。

1 有限元模型的建立

1.1張減過程描述

在熱軋無縫鋼管時(shí)，連軋管通過再加熱爐加熱到900～1 000℃，進(jìn)入張減機(jī)組軋制。張減時(shí)鋼管內(nèi)部不帶芯棒，依次通過各機(jī)架孔型，對(duì)鋼管進(jìn)行連續(xù)加工，在減徑的同時(shí)實(shí)現(xiàn)減壁。張減機(jī)組的軋輥大多是橢圓孔型，構(gòu)成孔型的3個(gè)軋輥曲面呈120°陣列布置，奇數(shù)機(jī)架與偶數(shù)機(jī)架互成60°交替排列［2、3］。

1.2 熱邊界條件

張減時(shí)管坯存在熱傳導(dǎo)、熱輻射、熱對(duì)流三類邊界條件?？梢詫醾鲗?dǎo)概括為接觸傳熱;將熱輻射與熱對(duì)流近似看做非接觸傳熱處理，即看做等效換熱系數(shù)［4］。在本模擬過程中，管坯初始溫度950℃，環(huán)境溫度取30℃，軋輥溫度取200℃，對(duì)流和輻射的等效換熱系數(shù)取150 W/(m2.℃)，管坯與軋輥的接觸換熱系數(shù)取15 kW/(m2.℃)，管子與軋輥的摩擦系數(shù)取0.4，變形功轉(zhuǎn)換系數(shù)取 0.9［5］。

1.3 建立模型

微張力減徑機(jī)組的建模機(jī)架數(shù)目是6架，軋輥的名義直徑是365 mm，機(jī)架間距為355 mm，荒管尺寸為?80 mm×9.5 mm，成品鋼管尺寸為?60 mm×10 mm。為了適應(yīng)計(jì)算機(jī)計(jì)算能力和精度要求，簡(jiǎn)化模型，軋輥設(shè)為剛性體，并將軋輥抽空成曲面狀態(tài)，鋼管設(shè)置為彈塑性體;采用某廠現(xiàn)有的孔型和速度制度。利用Proe進(jìn)行后六機(jī)架的三維實(shí)體建模，然后保存為IGES格式，導(dǎo)入ANSYS/LS-DYNA中，得到三維微張力減徑的熱力耦合有限元模型如圖1所示。

2 模擬結(jié)果分析

2.1應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)分析

圖2分別為鋼管穩(wěn)態(tài)軋制t=6.2 s時(shí)，經(jīng)過模型第6機(jī)架時(shí)整體的等效應(yīng)力場(chǎng)、等效應(yīng)變場(chǎng)分布圖，圖3為軋輥與鋼管接觸區(qū)域截面的等效應(yīng)力場(chǎng)、等效應(yīng)變場(chǎng)分布圖?？梢钥闯鲣摴艿恼w應(yīng)力場(chǎng)、應(yīng)變場(chǎng)分布都是不均勻的。從鋼管整體來看，最高應(yīng)力分布在輥底與軋件的接觸區(qū)域，最大值為358MPa;最高應(yīng)變分布在輥縫與軋件的接觸區(qū)域，最大值為4.545E-1。且由圖看出，應(yīng)力最大的區(qū)域應(yīng)變不是最大，反而最小。在圖3中，機(jī)架出口截面最大應(yīng)力是在輥底區(qū)域鋼管的內(nèi)表面，最大值為358.8 MPa;最大應(yīng)變是在輥縫區(qū)域鋼管的內(nèi)表面，最大值為2.878E-1。應(yīng)力最大區(qū)域也不是在應(yīng)變最大區(qū)域，但是應(yīng)力應(yīng)變基本都是幾何對(duì)稱分布。

2.2 溫度場(chǎng)分析

圖4是鋼管在減徑過程中的溫度場(chǎng)變化。圖5中130908為鋼管內(nèi)表面節(jié)點(diǎn)，124190為鋼管中部節(jié)點(diǎn)，123985為鋼管外表面節(jié)點(diǎn)。從圖4可以看出鋼管外表面由950℃下降到820℃左右，總溫度降是130℃左右，但是每次都是先下降然后回升。原因是由于接觸傳熱鋼管外表面溫度迅速降低，當(dāng)外表面離開軋輥后，由于內(nèi)表面與外表面通過熱傳導(dǎo)傳遞的熱量大于外表面向外界對(duì)流和輻射的熱量，所以溫度再次回升。鋼管內(nèi)表面由950℃下降到920℃左右，溫度降是30℃左右。可以看出鋼管外表面由于與軋輥接觸，溫度下降比較明顯，鋼管內(nèi)表面由于只有通過對(duì)流和熱輻射與外界交換能量，熱量散失較小，溫度變化不大。

圖2 t=6.2 s時(shí)刻鋼管整體的等效應(yīng)力場(chǎng)、等效應(yīng)變場(chǎng)Figure 2 Equivalent stress field and stain field of whole body at the time of6.2 s

圖6為鋼管在減徑過程中頭部截面(減徑完)、中部截面(減徑接觸)、尾部截面(未減徑)的溫度分布。從圖6(a)中可以看出，鋼管頭部已經(jīng)離開機(jī)架，表層溫度由于軋輥接觸傳熱明顯降低，但是由于鋼管自身的傳熱，溫差已經(jīng)逐漸變小，同時(shí)輥縫交替出現(xiàn)，輥縫處溫降較慢。從圖6(b)中可以看出，鋼管中部正與軋輥接觸，鋼管外表面與軋輥接觸區(qū)域溫度急劇下降，與鋼管內(nèi)表面溫差較大，同樣，在輥縫處溫降較慢。從圖6(c)中可以看出，此時(shí)鋼管還未進(jìn)入軋輥，鋼管外表面未與軋輥接觸，內(nèi)外表面溫度基本沒變化，鋼管截面溫度基本分布均勻。表1是鋼管表面模擬溫度值與實(shí)測(cè)溫度值的對(duì)比?？梢钥闯觯瑴p徑后頭部溫度實(shí)測(cè)值為860℃，模擬值為890℃，僅相差30℃，模擬溫度與實(shí)測(cè)溫度吻合較好，誤差在4%以內(nèi)，說明該溫度傳熱模型比較準(zhǔn)確。2.3 鋼管壁厚分析

圖4 鋼管減徑過程溫度場(chǎng)變化Figure 4 Temperature field variation during pipe reducing

圖5 鋼管表層、中間、里層節(jié)點(diǎn)的選取Figure 5 Respective nodes selection at surface，middle and inside locations

表1 鋼管表面模擬溫度與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)溫度值Table 1 Simulative temperature values and actual worksite survey temperature values of pipe surface

減徑結(jié)束后，在鋼管圓周上－30°(對(duì)應(yīng)輥底)到30°(對(duì)應(yīng)輥縫)之間取8組節(jié)點(diǎn)，如圖7所示。由8組節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)根據(jù)兩點(diǎn)間的距離公式得到厚度隨角度的變化關(guān)系如圖8。從模擬的鋼管截面來看，鋼管的周向壁厚分布是不均勻的。造成鋼管周向壁厚不均勻的原因很多，但其本質(zhì)來說都是由于變形的不均勻所引起的。變形時(shí)金屬沿孔型圓周方向的壓下量是不同的，輥底處大而輥縫處小，同時(shí)輥底處金屬還受到孔型側(cè)壁的限制作用，所以金屬只能向徑向和軸向流動(dòng)，而輥縫處金屬處于自由狀態(tài)，金屬可以同時(shí)向三個(gè)方向流動(dòng)。其次，孔型截面上各處的線速度也是不同的，輥縫處的線速度要大于鋼管速度，而輥底處的線速度要小于鋼管速度，再加上輥底和輥縫處的溫度也不一致，所以輥縫與輥底處的摩擦力不同，形成的附加軸向力不一致，導(dǎo)致輥縫與輥底金屬在軸向流動(dòng)也不一致。所以鋼管周向金屬在輥底和輥縫處的流動(dòng)是不均勻的，造成了壁厚不均分布，嚴(yán)重者則形成內(nèi)六方缺陷。

圖6 t=1.4 s時(shí)刻鋼管頭、中、尾部溫度分布Figure 6 Various temperature distribution of front end，middle and bottom at the time of 1.4 s

圖7 所取節(jié)點(diǎn)示意圖Figure 7 Scheme of nodes selected

圖8 減徑完周向壁厚分布Figure 8 Circumferential wall thickness distribution after reducing

圖9是壁厚隨軋制時(shí)間的變化曲線，從圖中可以看出，隨著減徑的增加，壁厚逐漸增加，由9.5 mm 增加到10.1 mm，增厚量為0.6 mm。

2.4 軋制力分析

通過微張力減徑過程的模擬，可以看出整個(gè)微張力減徑過程的軋制力如圖10所示，從圖中可以看出，第一機(jī)架的軋制力大約為170 kN，第二機(jī)架的軋制力大約為180 kN，第三機(jī)架的軋制力大約為200 kN，第四機(jī)架的軋制力大約為210 kN，第五機(jī)架的軋制力大約為220 kN，第六機(jī)架的軋制力大約為210 kN。軋制力實(shí)測(cè)值與模擬值比較如圖11所示?？梢钥闯觯M軋制力與實(shí)測(cè)軋制力基本吻合。各個(gè)機(jī)架的軋制力相差并不大，前五機(jī)架軋制力依次稍微有所增加，第六機(jī)架又下降。其原因是隨著減徑的進(jìn)行，鋼管的溫度逐漸降低，金屬的變形抗力逐漸增大，所以達(dá)到同樣的變形效果，所需的軋制力逐漸增加。最后第六機(jī)架為成品前機(jī)架，減徑量很少，變形較小，所以軋制力有所下降。

圖9 某兩點(diǎn)壁厚隨時(shí)間的變化Figure 9 Wall thickness variation of two certain points as time changing

圖10 各個(gè)機(jī)架模擬軋制力曲線Figure 10 Simulative roll force curve ofmills

3 結(jié)論

(1)通過對(duì)鋼管微張力減徑的數(shù)值模擬分析，得到了鋼管的應(yīng)力場(chǎng)、應(yīng)變場(chǎng)、溫度場(chǎng)、壁厚的分布及軋制力的變化情況，為制定合理的減徑工藝提供了參考。

圖11 軋制力模擬值與實(shí)測(cè)值比較圖Figure 11 Contrast drawing of simulative values and actual survey values of roll force

(2)對(duì)六機(jī)架鋼管微張力減徑進(jìn)行熱力耦合分析所得到的模型數(shù)據(jù)與實(shí)際測(cè)量數(shù)據(jù)吻合較好。

(3)利用有限元數(shù)值模擬技術(shù)可以縮短生產(chǎn)周期，降低實(shí)驗(yàn)成本，為優(yōu)化工藝及設(shè)備參數(shù)提供有力依據(jù)。

［1］賈宇，韓寶峰，李建超，等.無縫鋼管張力減徑過程的數(shù)值模擬計(jì)算［J］.重型機(jī)械，2011，44(2).

［2］潘克云，王先進(jìn)，蔡國(guó)慶，等.圓孔型系統(tǒng)張力減徑后鋼管橫向壁厚不均勻行的模擬［J］.鋼鐵研究學(xué)報(bào)，2000，04(02).

［3］Takuya Nagahama，Akira Yorifuji，Dr.Takaaki Toyook.Behaviour of polygon formation in hot stretch reducing of tubes［J］.International Tube Association，2003：72 －76.

［4］于輝，杜鳳山，臧新良，等.無縫鋼管張力減徑過程的有限元分析［J］.塑性工程學(xué)報(bào)，2008，15(4).

［5］陳萬里，姜澤毅，張欣欣，等.鋼管張力減徑過程傳熱模型［J］.北京科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2008，30(3).

［6］王輔忠，劉國(guó)權(quán)，張勇鋼.33Mn2V油井管張力減徑過程的三維熱流耦合有限元模擬［J］.北京科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2004，26(5).

編輯 傅冬梅

Thermomechanical Coupling Simulation and Experimental Research of Micro Tension Reducing Modeling for Thick Wall Pipe

Chen Jinliang，Zhao Chunjiang，Yang Guangke，Li Jinfeng

Based on micro tension reducing technology and adopting universal heavy duty finite element analysis software ANSYS/LS-DYNA，three dimensional and thermomechanical coupling numerical calculation has been conducted for thick wallmicro tension reducing process，further stress field，strain field，temperature field，wall thickness distribution and roll force change as well as uneven deformation situation ofmetal have been worked outwhen pipewas passing by eachmill.The resultofnumerical simulation could illustrate uneven cause of pipewall thickness efficiently，which provided guidance for analyzing products defect and reducing process design.

seam less pipe;micro tension reducing;numerical simulation;thermomechanical coupling

O242.21

A

2013—05—27